Badger和Lummus苯乙烯工藝能耗對比分析

齊向偉(青島堿業新材料科技有限公司,山東青島266000)

Badger和Lummus苯乙烯工藝能耗對比分析

齊向偉(青島堿業新材料科技有限公司,山東青島266000)

從代表當今苯乙烯主流技術的兩家專利商貝杰爾和魯姆斯技術的能耗對比分析入手，對這兩種生產苯乙烯產品的工藝技術特點進行論述，從能耗角度分析為潛在的苯乙烯生產商選擇工藝路線提供技術參考。裝置物耗由于采用不同廠家的催化劑會出現較大差別，在此不進行論述。

BADGER LUMMAS;苯乙烯;工藝;能耗

近年來國內苯乙烯（SM）市場需求快速增長，其產能也隨之快速增長，國內涌現大量新建SM項目。面對眾多SM專利技術，如何選擇最適合的專利技術，投資方在評估論證過程中會花費大量時間，既要充分考慮工藝成熟性、操作的便利性、又要考慮經濟指標的先進性、建設投資費用高低等因素，最終確定選用何種工藝。

本文從能耗角度對代表當今SM主流技術的兩家專利商貝杰爾和魯姆斯技術的工藝特點進行對比分析，為潛在的SM生產商進行工藝路線選擇提供技術參考。

貝杰爾同魯姆斯SM工藝各有特點，在工藝路線的選擇上眾說紛紜，本文選擇了采用兩套產能相同而使用不同工藝的SM裝置（JLSH和DSZSH）進行對比分析，總結各自工藝特點和能耗差別。由于這兩套SM裝置同屬于國內某大型國有企業的分公司，運行和管理水平相當，能耗折算系數相同，具有很好的可比性。為同行業深入了解當今主流生產SM工藝過程提供借鑒。

1 貝杰爾和魯姆斯工藝發展史與市場占有量

魯姆斯工藝進入國內市場較早，由于其在乙苯（EB）單元采用了固體超強酸催化劑替代傳統腐蝕性很強的AlCl3和EB脫氫單元采用了絕熱脫氫反應等先進工藝技術，受到了國際市場的廣泛推崇，在上世紀90年代國內普遍引用魯姆斯的專利技術生產SM。進入到21世紀后，魯姆斯又開發出了“EB和水共沸蒸發技術”，在裝置節能上呈現出了新亮點，目前國內有兩套裝置采用此技術。雖然SM生產技術蓬勃發展，但時至今日，直接采用或相近魯姆斯工藝技術的SM生產裝置仍占據絕對優勢。頗具代表性的裝置有SECCO、JLSH、YZBSF、MMSH等多家SM裝置，國內其他專利技術也和魯姆斯工藝相近。主要代表是QLSH、新日化學等。此外，國內以干氣為原料生產SM的裝置，其工藝技術也與魯姆斯技術相似。

貝杰爾工藝在國內SM裝置較少，主要有早期的氣相法的DQSH 6萬t/a SM裝置、HJHX 6萬t/a SM裝置和GZSH 8萬t/a SM裝置。進入21世紀貝杰爾工藝發展較快，EB單元采用Exx?onMobil的MCM-22型分子篩液相法烷基化催化劑、脫氫單元低水比催化劑技術、SM精餾單元雙塔工藝、共沸技術的應用大大降低了裝置能耗，在技術上有一定的領先優勢。在全球范圍貝杰爾EB脫氫制SM工藝有逐漸超越魯姆斯工藝的勢頭。近幾年國內建成投產的有DSZSH 32萬t/a、TJDG 50萬t/a、XPHX 32萬t/a SM裝置。我公司青島堿業50萬t/a SM項目也選用了貝杰爾工藝，ZJSH 120萬t/aSM項目貝杰爾工藝中標。

2 貝杰爾和魯姆斯兩種工藝技術介紹

DSZSH 32萬t/a SM裝置采用美國TECHNIP公司貝杰爾工藝，EB單元采用ExxonMobil的EBMax液相烷基化制EB，具有烷基化反應器催化劑裝填量小，烷基化反應器進料苯烯比低、選擇性好烷基化反應副產物少、轉烷基化反應器尺寸小等特點。脫氫單元采用TOTAL/BAGER的絕熱脫氫技術，更合理的加熱蒸汽和預熱蒸汽的比值，使脫氫反應進料具有低水比的技術特點，同時脫氫反應器入口溫度可調整范圍更大，有利于挖掘脫氫催化劑潛力。SM精餾采用順序切割，EB分離塔采用雙塔耦合技術，大幅節約了EB分離消耗蒸汽量。裝置的總體能耗控制水平較高。

魯姆斯工藝技術為美國CBI&Lummus公司研制開發的專利技術，其EB生產采用了EBOne技術，純乙烯和苯在UOP開發的烷基化催化劑作用下發生烷基反應生成EB，并通過順序精餾得到目的產物EB；SM單元采用了魯姆斯的Classic SM生產技術，即EB和水通過EB/SM塔頂冷凝器換熱，共沸蒸發后進入到脫氫反應器，EB脫氫后生成的混合液通過順序精餾生產成品SM。此工藝技術與傳統工藝相比，節省了EB蒸發所用加熱蒸汽和EB/SM分離塔塔頂冷凝所用冷卻水。

為了論述方便，在下文中將選用已經投產多年且生產穩定的貝杰爾工藝DSZSH 32萬t/aSM裝置簡稱（A裝置）；魯姆斯工藝的JLSH 32萬t/aSM裝置簡稱（B裝置）。

表1 貝杰爾工藝和魯姆斯工藝在烷基化反應單元蒸汽用量及產出對比

A裝置EB反應單元僅有換熱器3臺，具有設備數量少，操作簡單優點，能耗控制不如魯姆斯工藝。副產次中壓蒸汽量較大，但高壓蒸汽用量遠高于魯姆斯工藝。

由于EB精餾技術相對成熟，各家工藝差異很小，真正決定EB單元能耗的關鍵點還是各廠家烷基化催化劑以及轉烷基化催化劑的性能差異，烷基化反應進料苯烯比的大小及轉烷基化反應器多乙苯循環量的大小決定EB單元的能耗水平。

（1）脫氫反應單元

魯姆斯工藝和貝杰爾工藝在脫氫反應單元重要區別在于魯姆斯工藝的共沸技術和貝杰爾的低水比技術。在脫氫反應單元貝杰爾工藝相比魯姆斯工藝流程更簡單一些，設備臺數相對較少。

魯姆斯工藝在脫氫單元采用EB進料共沸工藝有效利用了SM精餾單元的熱能，節約了脫氫單元的蒸汽用量，此技術在使用高、中水比脫氫催化劑時起到了很好地節能效果，在上世紀90年代末曾經是魯姆斯工藝的一大亮點。而共沸技術制約了魯姆斯工藝使用低水比催化劑，共沸條件決定蒸發器中EB和水的比值為2:1，要控制較低的水比，必然導致通過蒸汽過熱爐的蒸汽量偏低。如果要提高反應器入口溫度，需要將蒸汽加熱到更高的溫度，對蒸汽過熱爐設計材質提出更高要求，提高通過蒸汽過熱爐蒸汽量又會造成過高的水油比，對控制裝置能耗不利。由于通過蒸汽過熱爐的蒸汽量偏低，蒸汽過熱爐取熱效率偏低。

貝杰爾工藝通過更合理的加熱蒸汽和預熱蒸汽的配比，進入蒸汽過熱爐的蒸汽量調整余地較大，可以充分利用蒸汽過熱爐的熱量，蒸汽過熱爐取熱效率可以達到91%以上，同時蒸汽過熱爐出口溫度低，這有利于降低脫氫反應單元高溫區設計難度，增加裝置的操作彈性（脫氫催化劑操作溫度范圍可以控制在590～649℃）。便于使用低水比催化劑，在滿足操作條件的同時，更有利于降低裝置能耗。隨著節能減排壓力的增加，如何降低裝置能耗凸顯重要，使用低水比催化劑成為SM行業必然的發展趨勢，隨著低水比催化劑技術的發展，對貝杰爾工藝的發展更為有利。

魯姆斯工藝和貝杰爾工藝脫氫單元關鍵數據對比見表2。

表2 魯姆斯工藝和貝杰爾工藝脫氫單元關鍵數據對比

注：魯姆斯工藝間接蒸汽33800kg/h來自SM精餾單元熱量回收，貝杰爾工藝間接蒸汽直接來自次低壓蒸汽管網。

由表2可見，魯姆斯工藝催化劑的水油比相對貝杰爾工藝高，蒸汽消耗量高。

魯姆斯工藝三聯換熱器取熱方式和貝杰爾不同，魯姆斯工藝三聯換熱器只能發次中壓蒸汽，貝杰爾工藝產高壓蒸汽，貝杰爾工藝熱量回收有優勢；魯姆斯工藝EB/蒸汽換熱器存在溫差大易出現聚合物的問題。貝杰爾工藝則存在進料蒸發器易出現沖刷泄漏的問題。

由于兩套工藝設計思路差異，尾氣壓縮機出口控制溫度不同，貝杰爾工藝控制壓縮機出口溫度在150℃，用于物料換熱，而魯姆斯工藝則用循環水冷卻壓縮機出口氣體，損失1880kW/ h熱量。

魯姆斯工藝天然氣耗量偏高。主要原因是魯姆斯工藝直接蒸汽和間接蒸汽比值為1.23，反應器進料EB和水的共沸蒸發溫度只有90℃，即其中含有33800kg/h的90℃低溫蒸汽必須通過加熱爐出口蒸汽提供熱量，而貝杰爾工藝通過加熱爐加熱的蒸汽是間接蒸汽量的4倍，需要加熱的間接蒸汽量僅為13800kg/h，且溫度在102℃；由于蒸汽配比的不同導致魯姆斯工藝加熱爐加熱蒸汽過熱度高于貝杰爾工藝，通過蒸汽過熱爐的蒸汽量偏低等因素也導致加熱爐熱效率下降。

因此兩者的能耗差別主要體現在蒸汽消耗上。

（2）SM精餾單元

魯姆斯工藝SM精餾單元采用共沸蒸發技術，組分切割SM和EB、苯、甲苯，SM物料經過塔釜加熱兩次。即SM先經過EB/SM分離塔，塔頂分離出EB、甲苯和苯，塔釜得到粗SM；塔釜粗SM進入到精SM塔，得到成品SM。在此過程中，SM在EB/ SM分離塔中，塔釜溫度為117℃，而在精SM塔中的溫度則只有80℃。

貝杰爾工藝SM精餾單元采用順序精餾工藝，EB分離塔采用雙塔耦合技術，組分切割SM和EB、苯、甲苯，即SM先經過甲苯和苯塔，EB/SM分離塔，塔頂分離出EB，塔釜得到粗SM；塔釜粗SM進入到精SM塔，得到成品SM。在此過程中，SM物料經過塔釜加熱三次，EB/SM分離塔塔釜溫度為114℃，比魯姆斯工藝低3℃左右，而在精SM塔中的溫度則高達96℃，操作溫度比魯姆斯工藝高出16℃。

魯姆斯工藝相比貝杰爾工藝SM在塔釜少加熱一次（在我司的精餾工藝中，精餾加熱次數也為兩次），總體來看魯姆斯工藝在SM精餾單元對聚合物形成控制更有效。

魯姆斯工藝回收焦油中的SM采用了刮板式薄膜蒸發器，在降低SM損失率、控制能耗上優勢明顯。

貝杰爾工藝在設置渣油閃蒸罐，采用中壓蒸汽再沸器，減少了轉動設備，裝置運行更穩定，但在能耗方面明顯處于劣勢。

貝杰爾和魯姆斯工藝SM精餾單元蒸汽消耗量對比見表3。

表3 貝杰爾和魯姆斯工藝SM精餾單元蒸汽消耗量對比

由表3可見，SM精餾單元蒸汽消耗貝杰爾工藝要小于魯姆斯工藝，但要考慮魯姆斯工藝的共沸技術將SM精餾單元的部分熱量轉移至脫氫單元，進行折算后才能判斷SM精餾單元的能耗水平。

5 貝杰爾和魯姆斯兩種工藝技術能耗對比分析

現分別對貝杰爾和魯姆斯兩種生產SM工藝技術的設計能耗及實際運行情況分別進行對比，見表4。

表4 貝杰爾和魯姆斯工藝設計公用工程消耗定額及綜合能耗

為了統一對比口徑，兩方確認對一些存在差異數據進行調整：

（1）A裝置為聯合裝置，未設置苯甲苯塔，界外乙烯壓力滿足設計要求，未設置乙烯壓縮機，在高壓蒸汽及電耗上有所下降；

（2）兩套裝置電耗計算均不包括PSA單元；拋除B裝置乙烯壓縮機的電耗；

（3）B裝置循環水消耗較高主要是水場設計能力較大，循環水上下水溫差只有5.05℃，按照設計循環水上下水溫差為10℃，需要進行折算；

（4）A裝置冷凍水采用本裝置冷凍機自供，B裝置冷凍水來自界外，因此表4中B裝置冷凍水耗量為估算值；

（5）B裝置要求脫氫尾氣、裝置副產殘油和SM焦油全部返回到加熱爐做燃料；而A裝置脫氫尾氣全部外送，不作為蒸汽過熱爐燃料；因此B裝置天然氣消耗略低；

（6）兩套裝置中壓蒸汽消耗均不包括冬季伴熱用量。

由表4可見，B裝置和A裝置能耗僅差4kg.EO/t.SM，兩種工藝設計水平基本相當。

本文重點是對比這兩套SM裝置的實際運行數據，并進行詳細的技術分析。貝杰爾和魯姆斯工藝實際運行總體能耗數據對比見表5。

表5 貝杰爾和魯姆斯工藝實際運行總體能耗數據對比

注：1）負荷均為11.1t/h左右。2）兩套裝置不包括PSA單元。

由表5可見，B裝置蒸汽總耗量比A裝置增加59.5kg.EO/t. SM，兩套裝置蒸汽消耗的差異主要得益于A裝置的低水比催化劑及SM精餾單元的雙塔工藝，A裝置比B裝置的共沸技術在能耗方面有明顯優勢。

B裝置在利用部分渣油及PSA解析氣條件下燃料氣消耗有一定優勢，相比A裝置裝置在不使用渣油、尾氣的條件下燃料氣能耗減少27.57kg.EO/t.SM，兩套裝置在燃料氣消耗方面沒有明顯差別。

B裝置循環水用量偏高，相比A裝置能耗增加14.5kg.EO/t. SM。其消耗偏高的主要原因是水場設計能力較大，循環水上下水溫差只有5.05℃，按照設計循環水上下水溫差為10℃。如果折合成上下水溫差為10℃，裝置循環水消耗為160.1t/t.SM，與貝杰爾工藝基本一致。(A裝置循環水實際溫差在7.5℃)

A裝置冷凍水自供電耗增加較多，相比B裝置能耗增加9.2kg.EO/t.SM。B裝置冷凍水為外部供給，消耗量為8.25MJ/t. SM，折合標油為0.197kg.EO/t.SM，占裝置能耗比較低。

A裝置和B裝置累積能耗相差31.36kg.EO/t.SM。

6 結語

（1）在EB單元的能耗控制上魯姆斯工藝略占優勢，但優勢不明顯。

（2）在脫氫單元，貝杰爾工藝低水比催化劑的應用及EB回收高低壓塔熱集成工藝優于魯姆斯工藝的共沸技術。

從兩套裝置實際運行數據分析貝杰爾工藝在能耗控制方面優于魯姆斯工藝。