煤油共煉高壓差排渣裝置技術改造

， ， ， ， ，

(中國船舶重工集團公司 第七一一研究所， 上海 201108)

煤油共煉技術是充分利用煤、油在加氫裂化反應中的協同效應，將煤粉均勻分散到低品質油、煤焦油、環烷基重油或石油渣油等重質油中，單次通過反應器進行加氫裂化反應產生輕質油品，實現煤與重油高效轉化的技術。與傳統的煤直接液化制油技術相比，該技術具有原料轉化率高、煤與重質油之間存在協同效應、生產效率高、產品質量好、氫耗量低及生產成本低等優勢[1-4]，可跨領域解決煤炭和煉油行業的技術難題。目前我國能源資源具有多煤、少油、缺氣的特點，煤油共煉技術開辟了一條煤制油新途徑，具有良好的應用和推廣前景[5-6]。

煤油共煉裝置在高溫、高壓、高固含量的工況下運行，氣、液、固三相流幾乎貫穿工藝全過程，設備及管線磨蝕狀況尤為嚴重。某煤油共煉裝置自投產以來，關鍵設備和管線一直存在磨損失效問題，特別是懸浮床反應器后高壓差排渣裝置中Letdowm柱塞閥閥組磨蝕極為嚴重。高壓差排渣裝置負責將懸浮床反應器中410 ℃、20.52 MPa的含固油煤漿降壓至0.8 MPa后排渣。在高溫、高壓、高固含量的苛刻工況下，Letdowm閥組的閥芯、閥座以及后路文丘里短節磨損嚴重，最長連續使用壽命僅72 h，安全生產存在很大隱患，因此有必要對該煤油共煉反應器高壓差排渣裝置進行改造。

1 煤油共煉裝置工藝流程

該煤油共煉裝置基本工藝流程見圖1。裝置以中低階煤與重油為原料，采用懸浮床加氫裂化與固定床加氫裂化在線集成技術，其中懸浮床加工段采用高效鐵系催化劑-添加劑體系。煤油漿與新氫分別經過預熱系統，一并進入串聯的平推流懸浮床反應器，在反應溫度450～470 ℃、反應壓力18～22 MPa條件下進行加氫裂化反應，輕質產物經過高溫、高壓分離器分離后直接進入固定床進行加氫改質。高效鐵系催化劑-添加劑體系可提供更多活化氫，添加劑在反應中可以承擔碳載體的作用，有效延緩了反應器及分離系統中的生焦、結焦程度，從而實現高惰質組煤及重油的高轉化率[7-8]。

圖1 煤油共煉裝置基本工藝流程圖

2 高壓差排渣裝置運行中存在問題及原因分析

懸浮床反應器中的含固煤漿通過柱塞閥后的文丘里管排渣，角形柱塞閥閥芯直徑8 mm，閥前連接懸浮床反應器，當反應器中液位高于中心線液位60 mm時，打開柱塞閥將含固煤漿放出，經過文丘里管降壓進入分離器。柱塞閥每分鐘開關2～3次，每次工作10～20 s，文丘里管前、后端介質壓差大約為20 MPa。進料煤粉雜質粒徑多為90 μm，最大3 mm，動力黏度50 mPa·s。由于工況壓差很大，液態煤漿在文丘里管節流孔處壓力急劇下降，流速急劇增加，一部分介質轉變成氣體形成氣泡，并在下游爆破，可以使局部壓力高達700 MPa，導致文丘里管壁在高壓差條件下快速損壞，管道通常運行不到72 h就會被撕裂而失效。在柱塞閥法蘭后200 mm處文丘里管破壞最為嚴重，見圖2。

圖2 柱塞閥后文丘里管磨蝕失效情況

由于柱塞閥的壓差比較高，造成介質在閥門下游的流速極大，進而引起對管壁的強烈沖刷。而且煤漿中含有煤粉、催化劑顆粒以及礦物質等固體顆粒，加劇了對管道的破壞速度，這是管道失效的主要原因。除此之外，由于工況的壓差較大，引起煤漿在流動過程中對節流面的沖刷破壞，同時煤漿中含有雜質，更加劇了節流面的損壞速度，造成柱塞閥的閥芯極易被損壞。柱塞閥閥座及閥芯沖蝕磨損情況見圖3。

圖3 柱塞閥閥座及閥芯沖蝕磨損情況

3 高壓差排渣裝置技術改造

3.1 多級孔板分級降壓

多級孔板分級降壓的原理就是根據多級降壓調節閥的工作原理設置梯度降壓，即類似采用多個節流件串聯的方式，將原本通過1個節流件的壓差分攤到多個節流件上，從而減少每個節流件所承受的壓降。

在本次煤油共煉高壓差排渣裝置的技術改造過程中，筆者采用了4級孔板降壓的方法，使壓降從20.52 MPa逐步平緩地降低到0.86 MPa，控制每級壓降使之小于阻塞壓差[9-10]，避免孔板后壓力在飽和蒸汽壓以下，進而避免汽蝕的產生。

煤漿流過孔板組件時的流速分布和壓力變化分別見圖4和圖5。

圖4 煤漿流過孔板組件時流速曲線

圖5 煤漿流過孔板組件時壓力曲線

從圖4可以看出，流場的高速區域主要在閥芯、閥座的節流部位以及孔板組件的節流口部位，節流閥閥芯、閥座節流面處流速最高(可達70 m/s)，達到1級孔板流速的3.5倍，高流速介質的沖刷造成了閥芯和閥座的嚴重破壞。而閥門出口高流速的煤漿通過孔板組的4級降壓之后，流道出口流速降為1～6 m/s。

從圖5可以看出，閥芯、閥座節流面處的壓力高達20.52 MPa，通過孔板組的4級降壓后壓力降至0～0.5 MPa，最高壓力分布區在閥芯和閥座的節流口以及孔板組件的節流口處，從而確定了閥芯、閥座和孔板為需要硬化處理的重點零件。

3.2 孔板級數和孔徑計算

當流體經過孔板時，孔板節流后的流體壓力等于流體相對應的飽和壓力，此時流體剛達到發生汽蝕的孔板前、后流體壓降成為阻塞壓差[11-12]：

Δps=F1(pin-Ffpw)

(1)

(2)

式中，Δps為阻塞壓差，pin為進口壓力，pw為設計溫度下的飽和蒸汽壓力，pV為節流后壓力，pC為煤液化油窄餾分臨界壓力[13]，MPa；F1為壓力恢復系數，取值為0.9；Ff為臨界壓力比系數。

在確保節流孔板前、后壓差小于阻塞壓差的條件下，每級孔板的節流壓降應均勻降低，即：

Δp=Δp1級+Δp2級+Δp3級+…+Δpn級

(3)

式中，Δp為孔板前、后壓差，MPa；n為孔板級數。

本高壓差排渣裝置中含固煤漿密度為1 050～1 200 kg/m3，介質動力黏度為50 mPa·s，每級孔板后壓力見表1。

根據式(1)計算得到的孔板阻塞壓降為12.48 MPa，由表1看出每級孔板壓降均小于阻塞壓降，因此孔板不會發生汽蝕現象。

表1 排渣裝置各級孔板后壓力及流量

根據DL/T 5054—1996《火力發電廠汽水管道設計技術規定》[14]中的相關要求，節流孔板孔徑的計算公式為：

(4)

式中，Dk為節流孔板的孔徑，mm；qm為質量流量，t/h；ρ為流體密度，kg/m3。

考慮煤漿介質含有顆粒雜質、黏度系數較高及流動性差等因素，在理論計算的基礎上結合具體工況要求，需適當將孔板的孔徑放大?？紤]孔徑放大對降壓效果的影響，安裝時將相鄰的孔板交錯放置，達到控制煤漿流向的目的，同時可增加煤漿在流道內的局部阻力損失。

3.3 排渣裝置組件結構改造

通過對懸浮床反應器后高壓差排渣裝置中Letdowm柱塞閥閥組的磨蝕特點和文丘里管破壞區域的分析，發現流體接觸面磨蝕除了與磨損介質特性和流速有關，主要取決于被磨蝕部件的材質。因此，對多級孔板組采用碳化鎢整體燒結技術，以提高管道的耐沖刷能力，抵抗高速流體的沖刷和氣蝕，從而提高管道的使用壽命。

考慮到介質對管道壁的沖刷較為嚴重，設計中在孔板前、后增加了文丘里管過渡段，可以逐漸緩沖介質對管道內壁的沖刷。由于介質在柱塞閥閥座處的流速極高，而且介質中含有雜質，高速的噴射流直接作用在閥后第1級孔板的軸心部位，對孔板造成嚴重的沖蝕，因此對第1級孔板軸心部位進行加厚處理。

改造后排渣裝置組件結構見圖6。

1.排渣組件 2.其他級孔板 3.排放管組件 4.第2級孔板 5.壓塊 6.第1級孔板 7.文丘里管過渡段 圖6 改造后排渣裝置組件結構

與傳統的煤制油反應器文丘里管排渣裝置相比，本排渣裝置從結構上解決了介質高壓差的問題，避免了高流速介質沖刷造成的閥芯和文丘里管節流面的快速嚴重破壞。

20.52 MPa高壓煤漿從排渣組件進入，經過交錯放置的孔板控制介質流向，使高壓煤漿流向由直線變為曲線[15]，增加了煤漿流動方向的無序性，提高了介質在流道內的局部阻力損失，從而減少煤漿對孔板和排放管壁的沖擊。第1級和第2級孔板可采用多孔降壓結構，其他孔板采用單孔結構，以分散介質流速，使壓力平穩下降，避免因急變高壓差壓降而發生汽蝕沖擊。

對所有節流面噴焊特種合金或整體碳化鎢燒結，對與流體介質接觸面進行硬化處理[16-17]，使其具有良好的耐磨性能。將相鄰的孔板通孔交錯放置，孔板之間還設置有定位壓塊，孔板和壓塊采用熱套工藝安裝到排渣通孔內。

4 高壓差排渣裝置改造效果

懸浮床反應器后部高壓差排渣裝置改造后投用，運行1 000 h后對排渣裝置煤漿出、入口孔板組進行停車檢查，運行狀況見圖7。

圖7 煤漿出入口孔板運行1 000 h后狀況

從圖7可以看出，增加了多級降壓孔板之后，Letdowm柱塞閥的閥芯、閥座沒有磨損現象，排渣裝置上多級孔板通孔沒有磨損擴大，孔板組沒有與排渣通道脫離。對排渣組件后的文丘里管和排渣管道進行測厚檢查，最大減薄量約1 mm，壁厚遠大于設計厚度21 mm，滿足強度設計規范要求，仍可繼續使用。高壓差排渣裝置多級降壓孔板采用碳化鎢整體燒結處理，提高了管道的耐沖刷能力，經過優化布置孔板通孔和孔板位置，可使高壓煤漿均勻降壓，減緩了柱塞閥閥芯的磨蝕。若對流體管內壁噴焊鎳基碳化鎢合金，可確保其使用壽命由1 000 h延長至2 000 h以上，減少運行中的安全隱患。

5 結語

煤油共煉裝置懸浮床反應器后高壓差排渣裝置中Letdowm柱塞閥閥組等關鍵部件的磨蝕問題一直制約著裝置的長周期運行，對高壓差排渣裝置采用多級孔板分級降壓、孔板組碳化鎢整體燒結、與流體介質接觸面硬化處理等措施進行改造后，將原僅使用72 h的關鍵部件使用壽命大幅延長至數千小時。改造后的排渣裝置結構緊湊、使用壽命長且便于安裝和檢修，可確保煤油共煉裝置長周期安全、穩定和高效運行，對類似煤油共煉裝置改造具有一定的借鑒意義。

參考文獻：

[1] 方向晨．國內外渣油加氫處理技術發展現狀及分析[J]．化工進展，2011，30(1)：95-104.

FANG X C. Development of residuum hydro processing technologies[J]. Chemical industry and engineering progress，2011，30(1)：95-104.

[2] 張玉卓．中國煤炭液化技術發展前景[J]．煤炭科學技術，2006，34(1)：19-22.

ZHANG Y Z. Development outlook of China coal liquefaction technology[J]. Coal science and technology，2006，34(1)：19-22.

[3] 吳秀章，舒歌平，李克健，等．煤炭直接液化工藝與工程[M]．北京：科學出版社，2014：68-70.

WU X Z，SHU G P，LI K J，et al. Technology and engineering of direct coal liquefaction[M].Beijing：Science Press，2014：68-70.

[4] 韓來喜.煤直接液化工業示范裝置運行情況及前景分析[J].石油煉制與化工，2011，42(8)：47-51.

HAN L X. Operation of a coal direct liquefaction industrial demonstration[J]. Petroleum processing and petrochemicals，2011，42(8)：47-51.

[5] 喻澤華.煤油共煉技術的研究與發展[J].山西煤炭管理干部學院學報，2014，27(4)：5-6.

YU Z H. Actuality and development of coal and oil-processing technologies[J]. Journal of Shanxi coal-mining administrators college，2014，27(4)：5-6.

[6] 朱豫飛．煤油共煉技術的現狀與發展[J].潔凈煤技術，2013，19(4)：68-72.

ZHU Y F. Actuality and development of coal and oil co-processing technologies[J]. Clean coal technology，2013，19(4)：68-72.

[7] 黃傳峰，李大鵬，楊濤．煤油共煉技術現狀及研究趨勢討論[J].現代化工，2016，36(8)：8-13.

HUANG C F，LI D P，YANG T. Status and research trends of coal co-processing of coal and oil[J]. Modern chemical industry，2016，36(8)：8-13.

[8] 常麗萍.煤液化技術研究現狀及其發展趨勢[J].現代化工，2005，25(10)：17-20.

CHANG L P. Present status and developing trends of liquefaction techniques[J]. Modern chemical industry，2005，25(10)：17-20.

[9] 于洪仕，張濤，趙珊珊.多孔孔板流量計流場仿真[J].天津大學學報，2014，47(1)：61-66.

YU H S，ZHANG T，ZHAO S S. Simulation of the flow field of multi-hole orifice flow meter[J]. Journal of Tianjin university，2014，47(1)：61-66.

[10] 洪梅.鍋爐管路中節流孔板和流量孔板的設計[J]．鍋爐技術，2005，36(5)：24-27.

HONG M. Throttle orifice and pressure differential meter design for boiler pipe work[J]. Boiler technology，2005，36(5)：24-27.

[11] 張寶峰.多級節流孔板的設計計算[J]．西北電力技術，2005，33(5)：27-28，30.

ZHANG B F. Design and calculation of multi-stage throttle plate[J]. Northwest China electric power，2005，33(5)：27-28，30.

[12] 楊元龍.船用鍋爐給水再循環管路上的節流孔板設計與優化[J]．中國艦船研究，2015，10(5)：99-103.

YANG Y L. Design and optimization of the throttle orifice of marine boiler feed recycling pipes[J]. Chinese journal of ship research，2015，10(5)：99-103.

[13] 朱肖曼，毛學鋒，張曉靜，等.煤液化油窄餾分臨界性質的研究(Ⅱ)假臨界壓力[J]．潔凈煤技術，2014，20(6)：89-91.

ZHU X M，MAO X F，ZHANG X J，et al. Critical properties of narrow fraction from coal-derived oil-part(Ⅱ)Pseudo-critical pressure[J]. Clean coal technology，2014，20(6)：89-91.

[14] 中華人民共和國電力工業部.火力發電廠汽水管道設計技術規定：DL/T 5054—1996[S].北京：中國電力出版社，1996.

Ministry of Power Industry of the PRC. Code for design of thermal power plant steam/water：DL/T 5054—1996[S].Beijing：China Electric Power Press，1996.

[15] 聶方，張賢，董君.凝結水泵再循環管道上調節閥和節流孔板的選型計算分析[J].節能技術，2011，29(5)：470-473.

NIE F，ZHANG X，DONG J. Calculation and analysis for equipment selection of adjustable valve and throttling orifice of the recycling pipe of condensate pump in power plants[J]. Energy conservation technology，2011，29(5)：470-473.

[16] 楊雪華，龔寶龍，干瑞彬，等．煤直接液化工藝及耐磨閥門表面硬化技術研究[J].閥門，2015(3)：30-33.

YANG X H，GONG B L，GAN R B，et al. Research of coal direct liquefaction process and surface hardening technology for wear-resisting valve[J]. Valve，2015(3)：30-33.

[17] 安亮．煤直接液化裝置易磨蝕部位分析和對策[J].石油和化工設備，2014，17(5)：62-67.

AN L. Analysis and countermeasure of easy abrasion site of coal direct liquefaction device[J]. Petro & chemical equipment，2014，17(5)：62-67.