常減壓蒸餾裝置增產常一線油的流程模擬及操作優化

匡巍巍，張璟龍，王少軍，鄭治國

(中國石化洛陽分公司，河南 洛陽 471012)

自2009年以來，中國石化洛陽分公司常減壓蒸餾裝置常壓塔出現過結鹽、常三線油顏色異常、拔出率低等問題[1-3]，為了解決這些問題，從塔盤開孔率、塔盤層數、溢流形式等方面幾次對常壓塔進行改造，2019年4月檢修時，將常壓塔由48層四溢流和雙溢流混合式塔盤改造為56層雙溢流塔盤，并對塔盤開孔率、塔盤層數、溢流形式等參數進行核算。2019年6月裝置開工后，常三線油顏色正常、常壓塔拔出率較高。在解決了上述問題的基礎上，常壓塔一次輕油收率較停工前增加了1.42百分點，不僅降低了裝置能耗，而且節約了全廠加工成本。企業以效益為導向，在常壓塔收率較高的基礎上，為了增加高附加值產品的產量，繼續通過常一線回煉及優化調整的措施，使噴氣燃料收率達13.68%，產量創月完成81 kt的歷史新高。以下對此過程進行介紹。

1 設備檢修改造

2019年裝置檢修期間對常壓塔內部所有構件進行拆除，將常壓塔塔盤改造為56層雙溢流塔盤，對各抽出和返塔管線、進料分布器、汽提蒸汽分布器同步進行改造。同時裝置進行了材質升級，初餾塔塔頂封頭進行了更新，常壓汽提塔進行了整體更換，將裝置加工原油的硫質量分數設防值提高至2.5%。

圖1 梯形導向浮閥1—閥孔板； 2—導向浮閥； 3—導向孔

常壓塔采用組合導向浮閥塔盤，該塔盤是華東理工大學的專利技術，用于氣液傳質過程，具有良好的操作性能，其主要特征為：①塔盤上配有矩形導向浮閥和梯形導向浮閥(見圖1)，按一定的比例組合而成。浮閥上設有導向孔，導向孔的開口方向與塔盤上的液流方向一致。在操作中，從導向孔噴出的少量氣體推動塔盤上的液體流動，從而可消除塔盤上的液面梯度。②矩形導向浮閥和梯形導向浮閥兩端設有閥腿。在操作中，氣體從浮閥的兩側流出，無向后的力，因此，組合導向浮閥塔盤上的液體返混是很弱的。③塔盤上的梯形導向浮閥適當排布在塔盤兩側的弓形區內。因為從梯形導向浮閥兩側流出的氣體有向前的推力，可以加速該區域的液體流動，從而可以消除塔盤上的液體滯止區。④如果液流強度較大或液體流路較長，在液體進口端和中間部位也可以排布適當數量的梯形導向浮閥，以便消除液面梯度。⑤由于矩形導向浮閥和梯形導向浮閥在操作中不轉動，因而浮閥無磨損，不脫落。因此，組合導向浮閥塔盤具有合理的結構特征和良好的流體力學性能，為目前國內使用較多的浮閥型塔盤。

2019年6月裝置開工后，常壓塔一次輕油收率較設計值高0.46百分點，較停工前高1.42百分點，如表1所示，常一線油回煉增加的收率為0.88百分點，將此扣除，則常壓塔一次輕油收率較停工前高0.54百分點。表2為常壓塔設計參數和運行參數，常壓塔塔頂循環油(常頂循)的進出口溫差和常二線中段循環油(常二中)進出口溫差較設計值偏差較大。

表1 常減壓蒸餾裝置設計收率、實際收率和停工前收率對比 %

表2 常壓塔設計參數和運行參數對比 ℃

1)常一線中段循環油。

2 PETRO-SIM流程模擬

由于常減壓蒸餾裝置的生產工藝已經確定，生產過程的設備不能再進行更改，因此以常一線噴氣燃料為優化目標，本研究選取常壓塔塔底汽提蒸汽流量、常二線汽提蒸汽流量、常一中流量、常二中流量、常壓塔塔頂石腦油終餾點和常二線油流量為調節變量，對常一線油的流量和質量指標[10%和95%餾出溫度(恩氏蒸餾)]進行單變量分析，找出對其影響最為明顯的變量作為優化計算的操作變量[4-5]。

2.1 常壓塔塔底汽提蒸汽流量的影響

設定常一線油流量為115 t/h，常壓塔塔底汽提蒸汽流量由2 t/h至5 t/h變化，變化步長為0.5 t/h，計算結果如表3所示。由表3可以看出，隨著常壓塔塔底汽提蒸汽流量的增大，常一線油10%和95%餾出溫度有所升高，10%餾出溫度升高3.3 ℃，95%餾出溫度變化很小，表明常壓塔塔底汽提蒸汽流量對常一線油質量影響不明顯。

表3 常壓塔塔底汽提蒸汽流量對常一線油的影響

2.2 常二線汽提蒸汽流量的影響

設定常一線油流量為115 t/h，常二線汽提蒸汽流量由0.2 t/h至2 t/h變化，變化步長為0.2 t/h，計算結果如表4所示。由表4可以看出：隨著常二線汽提蒸汽流量的增大，常一線油10%和95%餾出溫度逐漸增大，但變化范圍很?。怀６€油5%餾出溫度也逐步增大；常一線油95%餾出溫度和常二線油5%餾出溫度的重疊度減小，但由于目前常二線油流量較小，對常一線油的質量影響很小。

表4 常二線汽提蒸汽流量對常一線油的影響

2.3 常一中流量的影響

設定常一線油流量為115 t/h，常一中流量由120 t/h至200 t/h變化，變化步長為10 t/h，計算結果如表5所示。由表5可以看出，隨著常一中流量的增大，常一線油10%餾出溫度逐漸降低，而95%餾出溫度逐漸升高，但變化范圍很小，說明常一中流量對常一線油影響不明顯。

表5 常一中流量對常一線油的影響

2.4 常二中流量的影響

設定常一線油流量為115 t/h，常二中流量由120 t/h 至200 t/h變化，變化步長為10 t/h，計算結果如表6所示。由表6可以看出，隨著常二中流量的增大，常一線油10%餾出溫度有所降低，而95%餾出溫度先升高再降低，但變化范圍均很小，表明常二中流量對常一線油影響不明顯。同時發現常二中流量較小，設計取熱溫差為70 ℃，實際為117 ℃，較設計值高47 ℃；常頂循流量較大，設計取熱溫差為40 ℃，實際為17 ℃，較設計值低23 ℃，出現低溫位取熱量大、高溫位取熱量少的現象，造成高溫位熱源浪費。

表6 常二中流量對常一線油的影響

2.5 常二線油流量的影響

設定常一線油流量為115 t/h，常二線餾出量由10 t/h至50 t/h變化，變化步長為5 t/h，調節過程中將常三線油95%餾出溫度控制在361.8 ℃，隨著常二線油流量的提高，降低常三線油流量，計算結果如表7所示。

表7 常二線油流量對常一線油的影響

由表7可以看出：隨著常二線油流量的增大，在常一線油流量保持不變的前提下，常一線油10%餾出溫度變化不大，但95%餾出溫度則呈上升趨勢；當常二線油流量提高至50 t/h時，如需保持常一線油95%餾出溫度與常二線油流量10 t/h時一致，則常一線油流量需要降至110.7 t/h。這說明常二線油流量主要影響常一線油的流量和終餾點。

當常二線油流量提高至50 t/h時，如果常一線油流量不變，常二線油流量增加了40 t/h時，常三線油流量降低了43.6 t/h，輕油產量損失3.6 t/h；當常一線油質量不變，常二線油流量增加了40 t/h時，常一線油和常三線油流量合計降低了43.2 t/h，輕油產量損失3.2 t/h。因此，常二線油流量的提高影響常壓塔輕油收率。

2.6 常壓塔石腦油終餾點的影響

設定常一線油流量為115 t/h，調節常壓塔塔頂溫度，塔頂石腦油終餾點由130 ℃至160 ℃變化，變化步長為 3 ℃，計算結果如表8所示。由表8可以看出，隨常壓塔塔頂石腦油終餾點的提高，在常一線油流量不變的前提下，常一線油10%和95%餾出溫度均呈上升趨勢，且變化范圍較大，特別是常一線油10%餾出溫度變化達到 17.7 ℃，說明常壓塔塔頂石腦油終餾點對常一線油的質量影響非常明顯。

表8 常壓塔石腦油終餾點對常一線油的影響

以上對6個變量的分析結果表明：常二線油流量和常壓塔塔頂石腦油終餾點對常一線油的影響較為明顯；常一中流量、常二中流量、常壓塔塔底注汽流量和常二線汽提蒸汽流量對常一線油的影響不明顯，同時常二中回流量小，存在高溫位熱源浪費的情況，生產上應優化常頂循和常二中的取熱負荷；常二線油流量增加，則常壓塔輕油產量降低。因此，在實際生產優化時，選擇常壓塔塔底注汽流量、常二線汽提蒸汽流量、常二線油流量和常壓塔塔頂石腦油終餾點進行優化驗證和調整。

3 實際優化結果

3.1 投用常二線汽提蒸汽的效果

2019年7月18日投用常二線汽提蒸汽275 kg/h，按常一線油冰點相近進行對比(即7月16日與7月20日)，投用常二線汽提蒸汽后，常一線油10%餾出溫度升高3.4 ℃，95%餾出溫度下降2.2 ℃，如表9所示。從投用后常一線油收率看，收率先降低后升高，這種結果源于原油性質對常一線油收率的影響。另外，投用常二線汽提蒸汽后，常二線油中含水量明顯增加，采樣沉降后，瓶底有少量明水，油品因含水量增加變得不透明，如圖2所示。可見，常二線汽提蒸汽量的優化空間有限。

表9 常二線汽提蒸汽投用前后的常一線油性質及收率

圖2 投用常二線汽提蒸汽后的常二線油

3.2 增加常壓塔塔底汽提蒸汽流量的效果

2019年7月22日將常壓塔塔底注汽流量由3.3 t/h提至4.0 t/h，投用前后常一線油初餾點、10%餾出溫度、95%餾出溫度和收率變化不大，如表10所示，表明增加常壓塔塔底汽提蒸汽流量對增產常一線油的作用不明顯。

表10 常壓塔塔底汽提蒸汽流量調整前后的常一線油性質及收率

3.3 調整常二線油流量的效果

表11為常二線油流量優化前后的結果。由表11可以看出：2019年7月3—6日噴氣燃料加氫裝置開工前后，在常減壓蒸餾裝置常二線油流量45 t/h左右的情況下，當常一線油流量低時，常一線油冰點和初餾點均偏低；當常一線油流量高時，常一線油冰點和初餾點均升高較多。

表11 常二線油流量優化前后的結果

8月22—23日在常二線油流量26.5 t/h的情況下，常一線油的流量較高，常一線油收率為15.35%左右(其中常一線油回煉量影響收率為1.91百分點)，并仍能保證常一線油產品質量。由前述優化調整結果可知，常二線油流量大會影響常壓塔輕油收率，目前將常二線油流量控制在22 t/h左右。若油品市場噴氣燃料和柴油價差較大時，也可通過調整常二線油的流量，實現噴氣燃料和柴油產量的靈活調整。

3.4 調整常壓塔塔頂石腦油終餾點的效果

2019年8月以增產常一線油為目標，常壓塔塔頂溫度控制在103～107 ℃，石腦油終餾點為131～149 ℃，常一線油平均收率為14.24%；9月1—16日為了提高常壓塔塔頂石腦油流量，將常壓塔塔頂溫度從109 ℃逐步提至115 ℃，石腦油終餾點從135 ℃升至154 ℃，常一線油初餾點從143 ℃上升至157 ℃，常一線油平均收率為14.53%。9月17日由于精制噴氣燃料產品質量的問題，將常壓塔塔頂溫度降至109 ℃，石腦油終餾點降至148 ℃左右，常一線油初餾點降至149 ℃左右，常一線油平均收率為12.53%。圖3為常壓塔塔頂溫度與塔頂石腦油終餾點和常一線油初餾點變化趨勢。由圖3可見，常壓塔塔頂溫度的變化趨勢與塔頂石腦油和常一線油餾程的變化趨勢一致，且常壓塔塔頂石腦油終餾點的變化對常一線油初餾點的影響非常明顯。

圖3 常壓塔塔頂溫度與常壓塔塔頂石腦油終餾點和常一線油初餾點變化趨勢■—塔頂石腦油終餾點； ▲—常一線油初餾點； ◆—塔頂溫度

4 對噴氣燃料加氫裝置的影響

在優化常一線產品收率和產品質量的同時，一定要兼顧考慮對下游噴氣燃料加氫裝置的影響。目前常減壓蒸餾裝置常一線油按工藝卡片的產品質量進行控制，但2019年6月開工后，為了建立噴氣燃料加氫裝置分餾塔(T3201)塔頂回流，多次要求增加常一線油中的石腦油組分量。因此，從常壓塔石腦油和常一線油的餾程重疊度、常一線油初餾點、T3201石腦油流量和塔頂溫度方面進行分析，具體見圖4。

圖4 T3201塔頂溫度、石腦油流量與常一線油初餾點變化趨勢■—T3201塔頂溫度； ◆—常一線油初餾點； ●—T3201石腦油流量； ▲—石腦油與常一線油重疊度

常一線油初餾點和石腦油與常一線油的餾程重疊度為每天一次采樣分析，分餾塔石腦油流量為全天流量的平均值。由圖4可見：T3201石腦油流量與常一線油初餾點的變化趨勢部分一致，這種結果是瞬時采樣結果和全天流量變化時間不對應造成的，因此，常一線油初餾點的高低影響T3201石腦油的流量；T3201石腦油流量與常壓塔塔頂石腦油和常一線油餾程重疊度的變化趨勢無明顯關聯。

T3201易出現塔頂石腦油流量低的情況，通過上述優化可知，有3種途徑能夠增加常一線油中的石腦油組分：一是大幅降低常二線油流量，但目前常二線油流量較小，調整空間不大；二是調節常壓塔塔頂石腦油干點，但這種方式會引起全塔溫度波動，影響各側線的產品質量；三是調整常一中流量，同時降低常一線油流量，由于常一線油中含石腦油組分的量很難估算，用這種方法時會損失一部分常一線油流量。

建議增加常減壓蒸餾裝置石腦油至T3201塔頂回流的流程，能夠解決T3201塔頂石腦油流量不穩定的問題。增加這條流程的好處，一是能夠減少常一線油的損失；二是能夠減小T3201塔頂冷卻負荷，并實現及時調節，穩定控制分餾塔塔頂溫度；三是能夠適當增加T3201的運行負荷。

5 結 論

(1)通過對常壓塔的改造，能夠滿足高低硫原料的切換，并且一次輕油收率較設計值高0.46百分點，較改造前提高1.42百分點。

(2)流程模擬和實際優化結果表明，對常一線油收率影響較大的因素是常二線油流量和常壓塔塔頂石腦油終餾點，但常二線油流量較高時，輕油收率會有所下降，根據實際生產情況，相對固定較低的常二線油流量。

(3)調整常壓塔塔頂石腦油終餾點時，要兼顧T3201塔頂回流的操作，增上石腦油至T3201塔頂回流的流程，能夠實現T3201塔頂溫度的穩定控制，并能增加T3201的加工負荷。

(4)應優化常頂循流量和常二中流量，提高高溫位熱源的取熱比例，達到節能的目的。