半再生催化重整裝置熱載體系統(tǒng)優(yōu)化與節(jié)能分析

張 海 峰

(中國石化青島石油化工有限責(zé)任公司，山東 青島 266043)

中國石化青島石油化工有限責(zé)任公司(簡稱青島石化)250kt/a固定床半再生催化重整裝置(簡稱催化重整裝置)由中國石化洛陽石油化工工程公司設(shè)計，于2003年9月建成投產(chǎn)。2009年7月，該裝置進行了擴能改造，裝置由預(yù)加氫單元和重整單元構(gòu)成，加工原料為直餾石腦油和加氫焦化汽油；重整產(chǎn)品主要為高辛烷值汽油調(diào)合組分，同時副產(chǎn)氫氣、液化石油氣、輕石腦油等。

該催化重整裝置的加熱設(shè)備主要包括重整一段進料換熱器、重整二段混氫換熱器、預(yù)加氫爐、“四合一”爐、熱載體爐等；其中，“四合一”爐對流室、熱載體爐、鼓/引風(fēng)機、熱載體泵構(gòu)成裝置的熱載體系統(tǒng)。催化重整裝置的蒸發(fā)塔、分餾塔、穩(wěn)定塔(簡稱“三塔”)的塔底熱量均由熱載體系統(tǒng)提供?？傮w上，該裝置的能耗水平在國內(nèi)同類半再生催化重整裝置中處于領(lǐng)先水平，但在實際生產(chǎn)中發(fā)現(xiàn)，該裝置仍存在較大的節(jié)能潛力[1]。為充分挖掘該催化重整裝置的節(jié)能降耗潛力，對該250kt/a催化重整裝置熱載體系統(tǒng)的熱量平衡進行分析，并優(yōu)化熱載體系統(tǒng)的換熱流程和“三塔”的操作參數(shù)。下面介紹該系統(tǒng)熱量平衡分析和操作優(yōu)化過程。

1 裝置能耗分析

青島石化250 kt/a催化重整裝置各部分的能耗數(shù)據(jù)如表1所示。由表1可知：重整反應(yīng)部分的能耗占裝置總能耗的比例最大，為62.58%；預(yù)加氫部分次之，為27.16%；重整產(chǎn)物冷卻及分餾部分能耗占裝置總能耗的比例最小，為10.26%。由此可見，燃料消耗占裝置總能耗的比例最大，且重整反應(yīng)部分的燃料消耗量最大。此部分燃料消耗主要是為預(yù)加氫爐、“四合一”爐、熱載體爐的瓦斯消耗。因此，降低各加熱爐的熱負荷成為重整裝置節(jié)能降耗的關(guān)鍵[2-3]。

表1 催化重整裝置各部分的設(shè)計能耗數(shù)據(jù)

2 裝置節(jié)能降耗方案

催化重整裝置的核心加熱設(shè)備為預(yù)加氫爐和“四合一”爐。它們分別為預(yù)加氫反應(yīng)器和4個重整反應(yīng)器的入口進料提供熱量，以使其達到反應(yīng)溫度。而熱載體系統(tǒng)為“三塔”塔底物料提供熱量，熱載體取熱來源主要為熱載體爐和“四合一”爐對流室[4-5]。為實現(xiàn)裝置節(jié)能降耗，采用PetroSIM v7.1軟件對裝置的熱載體系統(tǒng)進行模擬測算，在保證裝置平穩(wěn)生產(chǎn)的前提下，探討充分利用“四合一爐”對流室的余熱為熱載體系統(tǒng)提供充足熱量的可行性。

2.1 裝置物料平衡和“三塔”操作參數(shù)

根據(jù)2021年9月催化重整裝置物料平衡、液化氣產(chǎn)品組成以及“三塔”操作參數(shù)，建立模擬計算模型，對熱載體系統(tǒng)的熱量平衡進行計算分析，以設(shè)計合理的節(jié)能降耗方案。催化重整裝置物料平衡數(shù)據(jù)如表2所示，其液化氣產(chǎn)品組成如表3所示，“三塔”操作參數(shù)如表4所示。

表2 2021年9月催化重整裝置物料平衡數(shù)據(jù)

表3 穩(wěn)定塔液化氣產(chǎn)品組成 φ，%

表4 “三塔”操作參數(shù)

2.2 裝置熱量平衡分析

參考“三塔”操作參數(shù)，建立蒸發(fā)塔、分餾塔、穩(wěn)定塔模型。模型設(shè)計預(yù)加氫進料量為44.5 t/h，重整進料量為33.7 t/h，壓力和溫度基本與裝置實際操作參數(shù)一致。利用PetroSIM v7.1軟件對模型的熱載體系統(tǒng)進行熱量平衡測算，得到“三塔”塔底重沸器熱負荷，如表5所示。由表5可知，“三塔”塔底重沸器有效熱負荷之和為4.272 0 MW。

表5 “三塔”熱負荷

此外，重整裝置初建時熱載體系統(tǒng)的熱載體為常三線餾分油，由于其載熱效率較差，2017年重新開工時將熱載體換用L-QC320導(dǎo)熱油。該導(dǎo)熱油性質(zhì)穩(wěn)定，抗熱裂解和抗氧化性能好、熱穩(wěn)定性好、導(dǎo)熱系數(shù)高、傳熱效率高，其餾程(ASTM D86)如表6所示。

表6 熱載體導(dǎo)熱油的餾程

熱載體導(dǎo)熱油的循環(huán)量為150 t/h，熱載體從儲罐抽出后分為兩路：一路流量為135 t/h，經(jīng)重整“四合一”爐對流室加熱后溫度從199.0 ℃升至250.7 ℃，提供的熱負荷為5.173 MW；另一路流量為15 t/h，經(jīng)熱載體爐加熱后溫度從199.0 ℃升至202.4 ℃，提供的熱負荷為0.03 MW。加熱后的兩路熱載體匯合作為“三塔”塔底重沸器的熱源，合計可提供的熱負荷為5.203 MW。其中，導(dǎo)熱油經(jīng)熱載體爐加熱后提供的熱負荷很小，僅占0.58%；而導(dǎo)熱油經(jīng)“四合一”爐對流室加熱后提供了絕大部分熱負荷，占比為99.42%。由于“三塔”重沸器的合計有效熱負荷為4.272 0 MW，因此熱載體供熱的熱效率為82.11%。

2.3 裝置節(jié)能降耗方案設(shè)計

由表3可知，2021年9月穩(wěn)定塔液化氣產(chǎn)品中C2，C3，C4，C5的體積分?jǐn)?shù)分別在8.5%，39%，40%，11%上下波動，其中，C5含量波動幅度最小。在保證裝置平穩(wěn)生產(chǎn)的前提下設(shè)計節(jié)能方案，選擇以“保持液化氣產(chǎn)品中的C5含量穩(wěn)定”為控制目標(biāo)，進行“三塔”操作參數(shù)調(diào)整，以優(yōu)化“三塔”有效熱負荷需求，探討只利用“四合一爐”對流室余熱為熱載體系統(tǒng)提供熱量的可行性。

調(diào)整前后“三塔”的操作參數(shù)如表7所示。“三塔”操作參數(shù)優(yōu)化調(diào)整后，在保持蒸發(fā)塔、分餾塔、穩(wěn)定塔的塔頂溫度和回流量基本不變的情況下，同時將“三塔”塔底溫度和塔頂壓力分別降低2 ℃和0.01 MPa時，穩(wěn)定塔液化氣產(chǎn)品中C5的體積分?jǐn)?shù)可以保持在11%左右。

表7 調(diào)整前后“三塔”的操作參數(shù)

操作參數(shù)調(diào)整后“三塔”的熱負荷如表8所示。由表8可知，操作參數(shù)調(diào)整后，“三塔”的熱負荷均有所降低，而“三塔”總有效熱負荷降為4.113 9 MW，降低3.7%。

表8 操作參數(shù)調(diào)整后“三塔”的熱負荷 MW

由熱載體熱量平衡計算結(jié)果可知：若按導(dǎo)熱油供熱熱效率保持82.11%不變計算，停用熱載體爐，則“四合一”爐供熱的有效熱負荷為5.173×82.11%=4.247 MW?？梢?，只用“四合一”爐供熱，完全可以滿足操作參數(shù)調(diào)整后“三塔”的有效熱負荷需求。因此，通過調(diào)整蒸發(fā)塔、分餾塔、穩(wěn)定塔操作參數(shù)，適當(dāng)降低塔底重沸器溫度和塔頂壓力，在滿足裝置平穩(wěn)運行的前提下可以停用熱載體爐。

3 停用熱載體爐的節(jié)能降耗效果

3.1 停用熱載體爐后裝置運行情況

根據(jù)以上方案分析結(jié)果，青島石化于2021年10月18日將熱載體爐熄火，10月21日關(guān)閉長明燈、停用鼓風(fēng)機和引風(fēng)機。通過及時調(diào)整“三塔”操作參數(shù)，優(yōu)化熱載體系統(tǒng)換熱流程，在保證熱載體稍過量、不凝線的前提下，只通過“四合一爐”對流室為“三塔”塔底重沸器供熱即可滿足正常生產(chǎn)需求，實現(xiàn)催化重整裝置節(jié)能降耗的目標(biāo)。

2021年10月18日停用熱載體爐后，至2022年5月18日裝置安全平穩(wěn)運行7個月，熱載體系統(tǒng)中各處的溫度分布如圖1所示。由圖1可知：熱載體流量由150 t/h降至130 t/h，經(jīng)“四合一爐”對流室加熱后，其出口熱載體溫度為251 ℃；經(jīng)過換熱后，返回?zé)彷d體罐的熱載體溫度為196 ℃。這說明熱載體爐停用后，“四合一爐”對流室余熱完全可以滿足生產(chǎn)需要，并可保證裝置安全平穩(wěn)運行。

圖1 停用熱載體爐后熱載體系統(tǒng)及三塔塔底溫度

3.2 熱載體流量和溫度優(yōu)化

熱載體系統(tǒng)優(yōu)化前，熱載體的總流量為150 t/h?！叭辈僮鲄?shù)調(diào)整后，總有效熱負荷降低3.7%。由于原“四合一”爐供熱的有效熱負荷超過參數(shù)調(diào)整后“三塔”有效熱負荷需求，因而不僅可以停用熱載體爐，而且熱載體總流量可由150 t/h降至130 t/h。熱載體爐停用前、后，“四合一”爐對流室出口的熱載體溫度變化如圖2所示。

圖2 熱載體爐停用前后“四合一”爐對流室出口熱載體平均溫度

由圖2可知：熱載體爐停用前4個月期間，“四合一”爐對流室出口熱載體平均溫度為240 ℃；熱載體爐停用后4個月期間，“四合一”爐對流室出口熱載體平均溫度為251 ℃?！八暮弦弧睜t對流室出口熱載體溫度提高后，熱載體與塔底重沸器吸熱介質(zhì)溫差增大，有利于吸熱介質(zhì)提高吸熱量和熱交換后的溫度，從而對供熱熱載體的需求量減少，熱載體系統(tǒng)達到良性循環(huán)，可保證裝置的安全平穩(wěn)運行。

3.3 停用熱載體爐的節(jié)能降耗效果

“三塔”操作參數(shù)調(diào)整后，停用熱載體爐、鼓/引風(fēng)機前后裝置部分能量消耗如表9所示。由表9可知，停用熱載體爐后可減少瓦斯消耗100 m3/h，停用鼓/引風(fēng)機可減少電能消耗18.5 kW。

表9 熱載體爐、鼓/引風(fēng)機停用前后部分能量消耗變化

此外，由于停用熱載體爐且系統(tǒng)熱載體總流量由150 t/h降至130 t/h，使熱載體泵用電電流強度由182 A降至151 A，因而每小時可節(jié)約用電18.16 kW·h。

將熱載體泵節(jié)約的電能與鼓/引風(fēng)機停用后節(jié)約的電能合計，每年可節(jié)約的電能為(18.16+18.5)×24×365=321.14 MW·h[6]。電價格按0.61元/(kW·h)計算，可節(jié)約電費19.59萬元/a。

此外，停用熱載體爐可節(jié)省瓦斯消耗876 000 m3/a，約為621.96 t/a；燃料瓦斯費用按2 109元/t計算，停用熱載體爐可節(jié)約瓦斯費用131.17 萬元/a。因節(jié)約瓦斯消耗可減少CO2排放約1 750 t/a，增加經(jīng)濟效益122.46 萬元/a。因此，催化重整裝置熱載體系統(tǒng)優(yōu)化后，可節(jié)能增效273.22 萬元/a。

4 結(jié) 論

對青島石化250 kt/a催化重整裝置的能耗進行衡算，采取調(diào)整“三塔”操作參數(shù)和優(yōu)化熱載體系統(tǒng)換熱流程等措施，只用“四合一”爐對流室余熱為“三塔”塔底重沸器供熱完全可以保證裝置安全平穩(wěn)運行。通過停用熱載體爐、鼓/引風(fēng)機等設(shè)備，可以節(jié)約用電321.14 (MW·h)/a，節(jié)省瓦斯消耗621.96 t/a，減少CO2排放約1 750 t/a，可節(jié)能增效273.22 萬元/a，效果顯著。青島石化催化重整裝置成為國內(nèi)目前唯一實現(xiàn)停用熱載體爐的重整裝置。