重油催化裂化裝置產(chǎn)品分布調(diào)控與優(yōu)化模擬分析

張建飛，林嘉獎(jiǎng)，羅雄麟，許鋒

（中國(guó)石油大學(xué)（北京）自動(dòng)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(guò)程之一，它一般是通過(guò)流化催化裂化裝置完成的，市場(chǎng)上大部分柴油、汽油、液化氣等產(chǎn)品均來(lái)自催化裂化過(guò)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(guò)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(huì)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(jià)值、較輕的產(chǎn)品[4-6]。當(dāng)大分子經(jīng)過(guò)化學(xué)反應(yīng)轉(zhuǎn)化為小分子時(shí)，會(huì)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(guò)多，會(huì)降低劑油比，進(jìn)而減小輕質(zhì)油收率。因?yàn)樵偕鞯漠a(chǎn)熱量過(guò)剩，直接影響經(jīng)濟(jì)效益，所以誕生了再生器取熱技術(shù)[11]。

催化裂化裝置在運(yùn)行過(guò)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(wèn)題[12]。當(dāng)裝置對(duì)輕質(zhì)油進(jìn)行加工時(shí)，原料殘?zhí)枯^低，通過(guò)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(duì)重質(zhì)油進(jìn)行加工時(shí)，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(huì)產(chǎn)生大量焦炭[13]，系統(tǒng)產(chǎn)熱量過(guò)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(shí)，采用外取熱和外甩油漿調(diào)節(jié)，所針對(duì)的目標(biāo)原料將會(huì)更加廣泛。外甩油漿的方法避免油漿回?zé)?，可以顯著降低焦炭產(chǎn)率，減弱再生器中的燒焦劇烈程度[15]。外取熱是通過(guò)取熱器將再生器過(guò)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(guò)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(dòng)，并隨時(shí)停用[20]，也可以對(duì)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(shí)，可在整個(gè)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(jì)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(qiáng)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(shí)，焦炭和CO 燃燒產(chǎn)生很多熱量，對(duì)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(jì)效益是煉油廠的生命線，提高輕質(zhì)油收率可以使經(jīng)濟(jì)效益得到提升[29]。因此，在實(shí)際生產(chǎn)中根據(jù)原料油的實(shí)際情況，采用有效的操作方法，達(dá)到提高經(jīng)濟(jì)效益的目的[30]。

催化裂化原料為減壓餾分油(VGO)時(shí)，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(shí)現(xiàn)理想的輕質(zhì)油收率。但是，當(dāng)原料為重質(zhì)油時(shí)，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(duì)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(guò)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(wèn)題描述和減壓餾分油分析

1.1 問(wèn)題描述

原料油殘?zhí)恐递^高不僅會(huì)影響輕質(zhì)油收率的大小，還影響系統(tǒng)的安全運(yùn)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(gè)發(fā)展趨勢(shì)。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(shí)，僅僅通過(guò)調(diào)節(jié)CO 助燃劑的添加量和主風(fēng)流量無(wú)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(lái)提高輕質(zhì)油收率。該過(guò)程可以簡(jiǎn)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(gè)區(qū)域。其中Ⅰ代表原料為減壓餾分油(VGO)時(shí)，Ⅱ代表原料為重質(zhì)油時(shí)。Ⅰ中曲線1、2、3 表示主風(fēng)流量對(duì)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(duì)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(shí)，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(shí)，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(shí)，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(wú)法達(dá)到生產(chǎn)要求。因此，當(dāng)原料為VGO 時(shí)，通過(guò)調(diào)節(jié)CO 助燃劑和主風(fēng)量，可實(shí)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(shí)，再生器會(huì)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(wú)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(guò)程是動(dòng)態(tài)變化過(guò)程。本課題組經(jīng)過(guò)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(kāi)始的十幾個(gè)周期內(nèi)急速下降，隨后開(kāi)始出現(xiàn)周期性。在單個(gè)周期內(nèi)混合CO助燃劑的平均活性動(dòng)態(tài)趨勢(shì)和新鮮CO 助燃劑的動(dòng)態(tài)趨勢(shì)相同，只是活性降低比較平緩。催化裂化裝置基本運(yùn)行條件如表1所示。

表1 FCCU基本運(yùn)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(shí)，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(shí)，CO助燃劑添加量及主風(fēng)流量對(duì)劑油比的影響如圖3(a)所示?？梢?jiàn)隨著CO 助燃劑增加，由于助燃劑對(duì)CO 燃燒速率的促進(jìn)，再生器產(chǎn)熱量增加，劑油比減?。坏黠L(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(shí)劑油比變化區(qū)間小于0.15，殘?zhí)恐禐?.32時(shí)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(duì)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(shí)輕質(zhì)油收率變化區(qū)間小于1.5%，殘?zhí)恐禐?.32 時(shí)輕質(zhì)油收率變化區(qū)間小于0.9%。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，隨著殘?zhí)恐瞪?，通過(guò)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(shí)，為了實(shí)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(duì)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(kuò)展

2.1 基礎(chǔ)模型擴(kuò)展

本課題組已對(duì)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(kuò)展，并重點(diǎn)對(duì)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(guò)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(guò)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(shí)的溫度，℃；Trg2是催化劑出取熱器時(shí)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(guò)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(shí)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(duì)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(jì)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(shí)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(guò)對(duì)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(guò)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(duì)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(guò)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(duì)重質(zhì)油發(fā)生作用時(shí)，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?yàn)樵嫌蜌執(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(duì)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(shí)，則無(wú)法使輕質(zhì)油收率和劑油比發(fā)生明顯變化。這樣不僅對(duì)經(jīng)濟(jì)效益產(chǎn)生影響，也會(huì)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(jì)價(jià)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(duì)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(duì)重質(zhì)油催化裂化的敏感性分析

重質(zhì)油殘?zhí)恐禐?.4 時(shí)，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(shí)，外取熱作用較大。當(dāng)外甩油漿較多時(shí)，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(duì)應(yīng)的是外甩油漿量0，外甩油漿7.25 t/h對(duì)應(yīng)的是外甩油漿量100%。由于溫度過(guò)高會(huì)影響設(shè)備運(yùn)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(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)不可取。當(dāng)燒焦溫度較高時(shí)，焦炭產(chǎn)率較低，溫度較低時(shí)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(huì)影響燒焦罐底部的溫度，因此取熱量具有上限約束。在實(shí)驗(yàn)研究中取熱的上限約束為30%熱量。通過(guò)對(duì)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(shí)，以表2 中第13 組的實(shí)驗(yàn)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(duì)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(jì)效益評(píng)價(jià)指標(biāo)，溫度和焦炭產(chǎn)率作為安全性能評(píng)價(jià)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)恐翟降停行Р僮鲄^(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(huì)很高，影響裝置的安全運(yùn)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(shí)現(xiàn)更好的經(jīng)濟(jì)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(duì)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(duì)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(dòng)態(tài)優(yōu)化問(wèn)題轉(zhuǎn)化為帶有微分代數(shù)方程約束的非線性規(guī)劃問(wèn)題。參數(shù)化方法中最常見(jiàn)的就是分段常量策略，即在每個(gè)分段內(nèi)將控制變量近似為常數(shù)。催化裂化中存在多個(gè)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(shí)，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(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。

在圖9 中，實(shí)線是該節(jié)中的基準(zhǔn)結(jié)果。通過(guò)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?yàn)樵谕馊崞鞯淖饔孟?，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(shí)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(guò)量的狀態(tài)。當(dāng)外取熱時(shí)，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(shì)。因?yàn)槿崃渴蹸O 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?yàn)樵谕馊岬那闆r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(guò)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(shì)。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(duì)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(gè)周期內(nèi)的經(jīng)濟(jì)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(duì)比和經(jīng)濟(jì)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(duì)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(shí)，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(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖10 所示。通過(guò)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?yàn)橛蜐{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(guò)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(shì)。原料油的殘?zhí)恐到档停瑹钩潭葴p弱，劑油比增加。優(yōu)化前后部分?jǐn)?shù)據(jù)對(duì)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(gè)周期內(nèi)的經(jīng)濟(jì)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(duì)比和經(jīng)濟(jì)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(duì)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(shí)，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(shí)驗(yàn)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?yàn)橥馊岷屯馑τ蜐{變化幅度減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性增加。通過(guò)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?yàn)橥馊岬淖饔茫梢詫?duì)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(guò)圖11(f)發(fā)現(xiàn)，輕質(zhì)油收率變化幅度減小，這是因?yàn)樵贑O 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(duì)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(gè)周期內(nèi)的經(jīng)濟(jì)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(duì)比和經(jīng)濟(jì)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(duì)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(duì)比結(jié)果見(jiàn)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?yàn)橥馑τ蜐{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(guò)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(jì)效益對(duì)比Table 6 Comparison of economic benefits of different operations

4.5 重質(zhì)油殘?zhí)坎煌瑫r(shí)動(dòng)態(tài)優(yōu)化對(duì)比分析

催化裂化原料為重質(zhì)油，殘?zhí)恐挡煌瑫r(shí)的敏感性分析如圖12所示。在該對(duì)比實(shí)驗(yàn)中選取重質(zhì)油殘?zhí)恐禐?.4和3.3進(jìn)行動(dòng)態(tài)優(yōu)化分析。由圖12(a)可以看出，原料殘?zhí)恐瞪?，所需的CO 助燃劑的添加量增加，這是因?yàn)榇呋瘎┑暮剂可?，需要更多助燃劑。在圖12(b)中，原料殘?zhí)恐翟黾?，燒焦罐中的燒焦更加劇烈，主風(fēng)量增加提供更多的氧氣。通過(guò)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?，燒焦產(chǎn)熱量過(guò)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?yàn)闅執(zhí)恐瞪?，燒焦?qiáng)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(guò)優(yōu)化對(duì)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(huì)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(duì)重質(zhì)油殘?zhí)坎煌瑫r(shí)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(shí)，調(diào)節(jié)CO 助燃劑添加量和主風(fēng)量已經(jīng)無(wú)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(xiàng)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(guò)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(guò)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(shí)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(guò)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(jì)效益。

本文主要從動(dòng)態(tài)過(guò)程建模和動(dòng)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(duì)經(jīng)濟(jì)效益進(jìn)行計(jì)算時(shí)，可以針對(duì)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(duì)效益的影響。此外，還可通過(guò)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(hào) 說(shuō) 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(jì)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——?dú)怏w單位截面積流率，mol/（m2·s）

Rgas——?dú)怏w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——?dú)怏w熱導(dǎo)率，W/（m·K）

ρg——?dú)怏w分子密度，mol/m3

ρs，ρp——分別為取熱前、后催化劑顆粒密度，kg/m3