S Zorb裝置加熱爐部分設計優化及改進

王 怡

(中國石化工程建設有限公司，北京 100101)

近幾年，隨著環境污染問題的加劇，以及日漸增長的汽車保有量，大眾對清潔燃料的重視及需求越來越高。鑒于此，中石化引進了S Zorb工藝技術。S Zorb是美國康菲石油公司開發的一項生產低成本清潔燃料油(無硫汽油)的工藝技術，旨在提高燃料中的氫含量，將汽油含硫量降至超低標準，同時保護汽油辛烷值等的重要性質。在2005年國內首套S Zorb裝置投入生產后，中石化正式購買了康菲公司S Zorb工藝包專利權，并對S Zorb工藝技術進行了一系列的設計優化及改進。S Zorb裝置加熱爐部分的基本配置為1臺對流-輻射型立式圓筒爐及1套余熱回收系統和相應的獨立排煙裝置。隨著S Zorb工藝技術的日臻成熟，裝置加熱爐部分的設計也在分析問題、總結經驗的基礎上進行了相應的設計優化及改進。

1 增設余熱回收系統以提升加熱爐熱效率

國內首套S Zorb裝置是整體購買美國康菲公司的S Zorb工藝包，加熱爐僅設置了1臺自然通風對流-輻射型立式圓筒爐，其排煙溫度為270～350 ℃，這樣的高溫煙氣直接排入大氣不僅造成了能源浪費，而且增加了生產企業的運營成本。一般燃燒用空氣溫度每提高20 ℃，加熱爐熱效率就會提高約1個百分點【1】。可見通過增加余熱回收系統回收高溫煙氣余熱的方式預熱燃燒空氣、利用空氣顯熱降低燃料消耗是節能增效的有效手段之一。因此，其后S Zorb裝置加熱爐部分的設計均增設了余熱回收系統。

以A廠國內首套S Zorb裝置為例，原裝置加熱爐部分的設計僅為1臺圓筒爐，加熱介質為汽油+氫氣(純氣相)，分4路進料，操作溫度371～419 ℃、操作壓力3.328～3.204 MPa(絕)；對流室末端加熱循環氫氣，1路進料，操作溫度108～427 ℃、操作壓力3.797～3.795 MPa(絕)。燃燒器為氣體燃燒器,自然供風。計算排煙溫度為250 ℃，全爐計算熱效率85%，燃料氣用量為780 kg/h。2009年A廠該裝置停工改造，增設1套余熱回收系統以提高裝置加熱爐熱效率。改造后計算排煙溫度為160 ℃，全爐計算熱效率91%，燃料氣用量720 kg/h。相較改造前，加熱爐計算排煙溫度降低了90 ℃，燃料用量減少了7%，計算熱效率提高了7%。

2 更換預熱器形式以提升加熱爐熱效率

最初S Zorb裝置加熱爐預熱器使用的是當時普遍采用的熱管式空氣預熱器， 其設備中兩換熱流體(空氣及煙氣)均走管外， 因此， 可以將熱管充分翅片化， 以增大傳熱面積， 提高傳熱效率。熱管為獨立的傳熱元件， 拆卸方便， 在設備運行過程中單根或部分熱管失效時， 不影響設備正常運行， 而且管內工質在負壓下運行， 無毒無腐蝕不可燃， 因此不存在泄漏的安全隱患。但熱管式空氣預熱器經過一段時間的運行后，由于熱管自身材質質量及焊接質量等的因素， 其在運行過程中會受煙氣腐蝕，導致換熱效率下降。此外， 還有部分熱管會因管內工質與熱管鋼殼反應產生部分不凝氣導致熱管失效， 或因換熱溫度過高導致熱管爆管。因此， 熱管式空氣預熱器的煙氣入口溫度不可高于450 ℃， 考慮到冷端低溫腐蝕情況， 煙氣出口溫度一般設定在120～130 ℃。后續為規避熱管式空氣預熱器的部分劣勢， 選擇采用了鑄鐵式空氣預熱器【2】。這種空氣預熱器不易損壞、 使用壽命長、 可模塊化、 便于大型化， 而且高溫煙氣可直接通入設備進行換熱。其最大優勢是耐露點腐蝕， 且排煙溫度最低可以降至110 ℃， 但缺點是設備一般體積荷重大， 前期一次性投資大。

以A廠2009年S Zorb裝置改造項目為例，預熱器采用熱管式空氣預熱器，計算排煙溫度為160 ℃，全爐計算熱效率為91%，燃料氣用量為720 kg/h；若將預熱器形式更換為鑄鐵式空氣預熱器，計算排煙溫度設定為110 ℃，最終全爐計算熱效率可達93%，燃料氣用量為700 kg/h。因此，若更換能耐受露點腐蝕的預熱器形式，裝置加熱爐部分在燃料氣量減少2%的同時還可提高熱效率2%。

3 更換對流段末端循環氫管徑以提高傳熱效率

S Zorb裝置加熱爐對流室上部盤管用于加熱循環氫，原先管徑采用φ168爐管，共16根，總表面積573 m2,總質量7 160 kg。循環氫爐管表面平均熱強度為9 292 W/m2。該表面平均熱強度明顯偏低，造成管材浪費。后期統一將循環氫爐管更換為φ114爐管。以B廠120萬t/a S Zorb催化汽油吸附脫硫裝置為例，其循環氫爐管按φ168爐管設計，若改用φ114爐管，其表面積、表面平均熱強度和總質量對比見表1。

由表1可見：管徑更換后，該部分爐管總質量減小27%，爐管管壁表面平均熱強度提高了36%。經濟性有明顯提升。

表1 不同管徑爐管的參數對比

4 裝置現場問題反饋及解決改進

某廠業主反映其S Zorb裝置加熱爐操作中爐頂壓力經常出現波動，甚至出現正壓現象，但在關停引風機、采用加熱爐自排方式后，裝置即可正常操作且加熱爐各項指標恢復正常。在排查現場煙道內無異物堵塞且爐頂煙道擋板控制未失效的情況下，又核查了引風機選型，也不存在過小問題。后續在核查煙道設計時注意到，由于該廠的S Zorb裝置占地條件非常緊張，引風機與獨立煙囪距離過近，即引風機出口到進入獨立煙囪這段冷煙道過短，且該段冷煙道還設置有1套兩位式密封煙道擋板。鑒于上述苛刻條件，該段冷煙道截面尺寸直接采用引風機出口的機械尺寸，未擴徑。由于該引風機進、出口的機械尺寸較小，且冷煙道內設置有內保溫，因此造成此段煙道內實際流通截面過小。現場示意見圖1。除此段煙道外，其余部分煙道截面尺寸的確定均符合相關標準規范的要求。

通常在煙氣量Q及煙氣溫度Tg不變的情況下，流通截面面積的變化會直接影響通過該截面的介質流速，而介質流速的變動直接反映在通過該截面的壓力降，其關系如下：

煙氣質量流速：

式中：Q——煙氣量，kg/s;

S——流通截面面積，m2;

ρg——煙氣溫度下的煙氣密度，kg/m3。

煙氣密度：

式中：Tg——煙氣溫度，K。

壓力降：

式中：f——摩擦系數；

L——直管長度，m;

de——通道當量直徑，m。

因引風機前、后溫度Tg基本無變化，所以引風機前、后煙氣密度可視為不變，在煙氣量Q保持不變的情況下,煙氣流速Vg僅與流通截面S成反比關系。流通截面S越大，通過該截面的煙氣質量流速Vg越小；反之，流通截面S越小，該截面的煙氣質量流速Vg越大。而煙氣流動過程中的壓降ΔP與其質量流速Vg的平方成正比。

圖1 現場示意

以該裝置情況來分析：煙氣量為5.16 kg/s，冷煙道內保溫厚度75 mm， 引風機出口截面面積為0.264 m2, 與之銜接的冷煙道流通截面面積為0.128 m2, 該截面煙氣質量流速為40.31 kg/(m2·s)。而入引風機前的冷煙道截面面積為0.332 m2，通過該截面煙氣質量流速為15.54 kg/(m2·s)。

假定引風機出口處壓力為ΔP1，質量流速為Vg1；引風機入口處壓力為ΔP2，質量流速Vg2，于是：

可見，煙氣通過引風機后壓力降ΔP陡然增大，一旦操作過程中燃料或是操作負荷等因素稍有變化，就會導致進獨立煙囪前壓力值的波動，從而引發爐頂壓力波動。因此亟需將該段冷煙道截面擴大，以保證引風機前、后壓力變動均衡。在現場條件有限的前提下，摘除了兩位式擋板以增加冷煙道長度，在保證煙道截面橫向開口尺寸不變的基礎上，僅擴大截面縱向開口，并將此段煙道的內保溫去除改為外保溫。最終該段冷煙道流通截面面積擴大至0.445 5 m2，通過該截面的煙氣質量流速為11.58 kg/(m2·s)。改造后的方案見圖2。

圖2 改造后的方案

假定改造后該段壓力降為ΔP3，質量流速為Vg3，于是有：

經此修改調整后，現場反饋爐頂壓力平穩，恢復正常。

5 結語

首先，前期規劃設計中應使設備間有合理的間距；其次，遇到占地緊張時，應避免在較短距離內流通截面出現突變的情況，可將截面設計成擴散狀，使截面的變動呈循序漸變式，以保證內部介質流速不產生突變形成渦流。隨著科技的發展以及新設備、新手段的不斷涌現，一套成熟的裝置設計不會始終一成不變，設計人需要在實踐中摸索并在總結經驗的基礎上不斷地完善和提高。