80萬噸/年連續重整裝置長周期運行問題及對策

胡婉玫瑩，張士元，馬龍

（中石油克拉瑪依石化有限責任公司，新疆 克拉瑪依 834003）

某石化公司連續重整裝置采用美國UOP 公司第3 代超低壓連續重整工藝技術，平均反應壓力為0.35 MPa，以蒸餾裝置、焦化汽油加氫和柴油加氫改質后石腦油等混合石腦油為原料，生產富含高辛烷值的汽油，主要由預加氫處理、重整、催化劑再生和公用工程等4 部分組成。該裝置于2011年12月建成投產，原設計為60 萬t/a，在2018年大檢修期間進行擴能改造，改造后的處理能力為80 萬t/a，裝置分別于2015年6月、2018年8月進行了兩次停工檢修。

裝置自開工運行以來存在預加氫壓降高、脫戊烷塔塔頂腐蝕嚴重、氫氣脫氯罐板結、余熱回收系統效率低等問題，此類問題的發生曾引起裝置非計劃停工，如何解決連續重整運行中存在的問題，從而不斷提高長周期穩定運行時間是最為迫切和最有效的直接挖潛增效措施。

1 裝置運行問題分析及措施

1.1 預加氫反應器壓降高問題

預加氫反應系統壓降高是重整裝置普遍存在的一個問題，主要由反應器的壓降決定，重整裝置的預加氫反應器是固定床反應器，由于壓降高造成裝置于2014年和2016年兩次預加氫部分停工，其中2016年4月份停工撇頭時對預加氫反應器R2101不同垢樣和保護劑進行測定，分析發現碳含量為36%～63%，說明垢樣中碳含量高，而這些碳主要來自于二次加工后的焦化汽油，其中攜帶的焦粉和含有的不安定組分容易在反應器頂部高溫下進行聚集結焦，堵塞反應器床層造成壓降上升；在停工撇頭時打開預加氫反應器，現場頂部發現反應器積垢籃筐中充滿了厚厚的黑色粉末，本裝置原料油中焦化汽油含量占比一半以上，摻煉焦化汽油會引起不飽和烯烴和膠質的含量大幅增加，而且其含有的不安定組分會附著在反應器床層的頂部，聚合生焦形成結垢物引起反應器床層堵塞，經分析這是造成預加氫反應器壓降升高的最主要原因[1,2]。

為解決此問題，在原料進裝置前增加自動反沖洗過濾器，將顆粒物最大程度地阻擋在裝置外，采用自動反沖洗過濾器過濾精度為650 目（濾管間隙為0.025 mm），濾芯采用比利時Trislot 過濾管，該過濾器濾面由楔型絲燒制而成，其之間的微小縫隙形成斷面有利于反沖洗，自動反沖洗投用后預加氫壓降得到了有效的控制，從而有效解決了預加氫反應器R2101 壓降快速上升問題，保障了裝置長周期運行。

1.2 脫戊烷塔塔頂設備腐蝕問題

裝置在運行過程中多次出現脫戊烷塔塔頂空冷器結鹽腐蝕現象，造成裝置停工和設備維修，嚴重影響了裝置的安全平穩長周期運行。自2013年到2018年共發生腐蝕泄漏8 次，時間短的不到半年就泄漏1 次（詳細統計情況見表2），極大地影響了裝置的安全平穩運行[3]。造成設備腐蝕的原因是脫戊烷塔進料中的少量銨鹽與氯離子結合生成氯化銨，在水解的作用下，金屬表面產生鹽酸，破壞FeS 膜，使金屬表面暴露出來，新的金屬表面在鹽酸的作用下繼續反應，FeS 與氯化氫聯合作用、相互促進，加劇了金屬表面的腐蝕。針對其腐蝕原因，公司幾經攻關采取了以下措施：（1）加強原料質量控制檢測，監控原料中的氮含量，控制重整進料中的氮質量分數小于0.5 μg/g，采用脫氮性能好的預加氫催化劑，并優化操作條件，以控制進料中的氮含量，從而減少銨鹽的生成量。（2）增加塔頂在線水洗及注緩蝕劑。在脫戊烷塔頂部揮發線上增加注水和注緩蝕劑流程，注水量為塔頂餾出量的6.8%，緩蝕劑（HS-04）的注入濃度為10～15 μg/g，在水洗過程中檢測脫戊烷塔回流罐水洗水的pH 值均在7.0～9.0，可以有效地減緩結垢腐蝕的速度。（3）更換新的催化劑控制重整催化劑氯的流失。2018年8月份大檢修期間，催化劑由原來的R-234 更換為R-334，UOP 于2019年2月份對催化劑進行了性能分析，待生和再生催化劑的平均氯含量為1.29% (wt)，數值偏高，目前已將降低了注氯量；催化劑氫鉑比為0.93，表明催化劑在再生器氧氯化區有效的分散，比表面積為160 m2/g，在正常范圍內，更換了新的催化劑會減少反應系統氯的流失速度，提高催化劑的持氯能力。（4）更換性能好的液相脫氯劑。2018年8月大檢修期間不僅更換了脫氯劑而且并列增加了一個脫氯罐，采用莊信萬豐生產的液相脫氯劑，目前運行結果良好，進料中的氯含量小于0.5 μg/g。（5）設備材質升級和在線腐蝕監測。針對空冷管束進行材質（10#鋼材）升級，大檢修期間采用耐氯離子腐蝕的2205 雙相不銹鋼管材，配合開展設備腐蝕檢測工作，對易腐蝕部位采用在線腐蝕監測技術，可以及時準確跟蹤設備腐蝕的情況，做到預知性檢修，保證設備安全運行，從而有效延長裝置的運行周期。

1.3 氫增壓機活塞桿開裂問題

本裝置氫氣增壓機共有3 臺，位號為K2202/ ABC，為兩開一備，在2015年底發現B 機一級排氣溫度呈現上升趨勢，維修發現排氣閥壓蓋內有大量鋁沫，進一步檢查發現一級活塞均有貫穿裂紋，對另外2 臺壓縮機活塞解體檢查存在同樣的問題，由于及時發現和解決避免了惡性事故的發生。3 臺機組自開工以來運行在20 000 h，根據使用情況，該機組一級活塞桿斷裂的原因可能有：（1）介質帶液造成運行過程中撞缸現象；（2）介質腐蝕造成活塞桿開裂；（3）活塞設計和制造過程中存在缺陷；（4）環磨損大造成造成活塞和氣缸異常磨損。

對上述情況進行逐一排查，由于介質為氫氣，無腐蝕和帶液現象，并且機組在運行中沒有發現撞缸的聲音和振動增大報警現象，可以排除撞缸、腐蝕和異常磨損的可能，進一步和廠家進行溝通，從鋁制活塞方面查找原因，裂紋是由于鋁活塞體和拉緊螺栓線膨脹系數差造成，組合活塞的活塞蓋、活塞座的緊固螺栓（681 N·m）超出活塞體（502 N·m）承受的范圍，長時間運行后加強筋斷裂造成活塞體斷裂。

公司根據實際情況，對一級活塞桿進行改造：（1）由于活塞受力比最大許用活塞力小，將主螺母擰緊力矩降為450 N·m，鎖緊螺母擰緊力矩為350 N·m；（2）考慮到鑄鋁活塞和緊固螺栓材料的差異性，將其做成組合活塞，使組合活塞與緊固螺栓的熱膨脹量保持一致，消除由材料不同熱膨脹系數導致的變形，改造后消除了一級活塞斷裂的隱患，改造后機組運行正常。

1.4 PSA 尾氣壓縮機出口氣體帶液多問題

變壓吸附尾氣壓縮機是將PSA 單元的馳放氣（尾氣）經過壓縮增壓后送至燃料氣管網，該機組是由中國船舶重工生產的噴液冷卻氫氣螺桿式壓縮機，屬于回轉式容積型壓縮機，它利用一對相互嚙合的陰陽轉子在機體內做回轉運動完成吸氣、壓縮、排氣過程，在運轉時為了控制氣體的出口溫度和提高容積、絕熱效率，同時減少熱膨脹對間隙的影響及降低噪音等，缸體內須噴入適量的介質，原設計采用脫C6塔底產物中汽油組分作為噴液介質，在實際生產過程中，由于揮發比較劇烈，每天有近2 t的重汽油隨著壓縮機的出口氣進入到公司的燃料氣系統，造成下游脫硫裝置切液負擔增大，同時裝置大量重整高辛烷值汽油組分損耗，影響裝置液收和經濟效益。

通過技術攻關，于2012年初將噴液介質由重汽油組分改成10#柴油，并優化調整操作，壓縮機噴液介質一次加入柴油1.2 t 可以保證壓縮機正常運轉2 個月以上，采取此改造后，取得了明顯效果，壓縮機出口帶液量由過去每天2 t 減少至不足15 kg，不僅徹底解決了壓縮機出口帶液問題，還提高了本裝置的經濟效益。

1.5 氫氣脫氯罐板結問題

重整裝置是副產氫氣供公司其他加氫裝置使用，為了保持催化劑的酸性性能，在重整反應過程中會注入一定量的氯，這部分氯會有一部分隨著氫氣經PSA 吸附后進入系統管網，為了保證不腐蝕下游裝置設備，一般都在PSA吸附前設置氫氣脫氯罐。本裝置設置有兩個脫氯罐，可切換使用，在2015年大檢修期間更換為JX-5B 型低溫脫氯劑，在2016年3月發現脫氯罐壓降升高，導致局部停工換劑，單罐運行不足4 個月。在處理過程中發現脫氯罐上部有嚴重的板結，并且有被液體附著的現象，下部卻沒有此現象，對脫氯罐產生的垢樣分析結果表明，垢樣氧、氯和鈣含量高，由于JX-5B 型低溫脫氯劑是采用氧化鈣和氧化鋅為主要的活性組分負載在氧化鋁上面，氯容穿透力較強，可達30%，但是缺點是抗水性比較差，在含有氯化氫的環境下反應生成氯化鈣，從而快速堵塞脫氯罐，壓降上升較快。采用方案是：更換脫氯劑級配方案，將單一的脫氯劑改為液相和氣相相結合的復合級配方案（JX-5D+ JX-5B），其中JX-5D 液相脫氯劑采用與氯親和力強的含有氧化銅活性組分，匹配孔容大、比表面積高的活性炭作為載體，其具有一定的吸水功能，置于脫氯罐的上部。采用此復合級配方案后，實際運行結果顯示單罐的使用壽命從不足4 個月到目前的8個月，并且沒有發現明顯板結現象，延長了使用壽命，解決了由于板結造成的脫氯罐壓降快速上升的問題[4]。

2 技術改造提升裝置運行水平

2.1 應用新型空氣預熱器，提高加熱爐熱效率

裝置加熱爐煙風系統包含F2101/F2102/F2205三個圓筒加熱爐，其加熱爐出口煙氣混合后一起經過空氣預熱器進行余熱回收，在建設時采用的是熱管式空氣預熱器回收高溫煙氣中的熱量，在實際運行過程中出現高溫煙氣經過預熱器后的出口溫度為142 ℃（后期升至150 ℃以上）、空氣出口溫度逐漸降低等現象，造成加熱爐熱效率降低。停工后對該預熱器進行檢查發現預熱器內部腐蝕比較嚴重，尤其是在低溫煙氣換熱部分甚至出現了大量換熱翅片脫落、換熱管表面灰垢沉積嚴重等現象。為解決熱管式換熱效率低、容易被腐蝕、積灰嚴重等問題，結合裝置實際情況引入了一臺鑄鐵—玻璃管組合式空氣預熱器[5]，這在國內石化行業屬于首次使用，根據運行工況設計5 個換熱段，其中換熱段1 和2使用的是高密度翅片的鑄鐵板HTB，換熱段3 使用的是低密度翅片的鑄鐵板LTB，換熱段4 和5 使用的是玻璃換熱管，通過組合設計可以最大限度回收高溫煙氣的熱量，同時確保鑄鐵段的壁溫在煙氣酸露點溫度之上，可以避免鑄鐵板造成腐蝕泄漏，該空氣預熱器結構示意圖見圖1。

圖1 新型空氣預熱器結構示意圖

該空氣預熱器在運行中表現良好，各項指標均能夠達到設計要求，較改造之前提高了余熱回收效率，熱效率從89%上升到92.5%。該空氣預熱器運行以來沒有出現腐蝕、漏風等現象，降低了裝置的能耗，有效提高生產效率。

2.2 再生尾氣直排大氣改造，消除VOCs 不達標

催化劑連續再生單元采用UOP 公司的包含Chlosorb 氯吸附的Cycle max 技術，經檢測，重整催化劑再生煙氣中氯化氫含量滿足GB 31570-2015《石油煉制工業污染物排放標準》中氯化氫≤10 mg/Nm3的要求，但再生煙氣中非甲烷總烴含量不能滿足≤30 mg/Nm3的排放要求，因此需脫除重整催化劑再生煙氣中的非甲烷烴類，以達到排放要求。采用方案為：把催化劑再生煙氣自分離料斗氯吸附區出來后，送至加熱爐入口風道，借助加熱爐高溫燃燒脫除其中的非甲烷烴類。在原設計再生煙氣直接排入大氣的管線上，增加自動切斷閥，以實現若加熱爐鼓風機停機，則可切斷再生煙氣進入加熱爐風道，并將再生煙氣直接排入大氣的聯鎖。其流程示意圖見圖2。

圖2 再生尾氣改造流程示意圖

改造完成后，再生尾氣進加熱爐運行正常，管線膨脹在可接受范圍內。與再生尾氣相連的加熱爐和再生部分設備運行正常，從而消除了再生尾氣非甲烷總烴不滿足規范的隱患。

2.3 能量優化技改，裝置節能降耗效果顯著

通過夾點分析及工程計算對裝置換熱網絡進行節能改造，調整現有換熱流程，優化換熱網絡，利用夾點分析軟件，輸入冷熱流提取數據，然后在范圍目標功能中，設定最小溫差范圍生成最小換熱溫差VS，通過計算當前換熱網絡在相同熱公用工程消耗情況下對應的最小溫差設定為25 ℃。優化以下流程：（1）脫戊烷塔進料先由汽油產品加熱，然后由脫戊烷塔塔底物流加熱到進料溫度，且脫戊烷塔塔底物流高溫位段加熱C4/C5分離塔再沸器，從而節省 1.0 MPa 蒸汽使用。（2）增加石腦油分餾塔進料塔頂換熱器換熱面積，使冷熱流有更多的熱交換，將有利于降低石腦油分餾塔頂空冷的冷卻負荷，同時有利于提高重整加熱爐（F-2201）的爐前溫度，從而減少F-2201 的加熱負荷。（3）解決C4/C5分離塔塔底物流降溫后再加熱的問題，對 C4/C5分離塔塔底碳五物流分支，一路加熱拔頭油汽提塔進料，并增設一套溫度控制閥組以確保C-2102 的進料溫度；一路加熱從脫戊烷塔塔頂和拔頭油汽提塔塔底來的C4/C5分離塔進料。（4）將目前1.0 MPa 蒸汽凝結水直接外送優化，新增0.3 MPa 蒸汽閃蒸罐，回收乏汽，余下凝結水再去系統，閃蒸罐罐頂設置一臺壓力控制閥，確保回收蒸汽壓力。（5）K2201 循環水并聯改串聯改造等，降低循環水的用量。（6）四合一爐更換新型燃燒器，加熱爐強化管理，降低空氣過剩系數，熱效率也從89%提高至91%，瓦斯單耗相比出現大幅度下降。能量優化項目投用以后裝置綜合能耗相比下降16.6 千克標油/噸，節能降耗效果顯著。

2.4 PSA 尾氣變廢為寶，提高利用價值

本裝置副產氫氣經PSA吸附后可以獲得高純氫氣（＞99.9%），但是尾氣中的氫氣含量仍舊很高，尾氣量在6 000 Nm3/h，含量在60%～70%之間屬于富氫尾氣，但是不符合PSA 進料要求，故無法循環回收，這部分物料經過壓縮機壓縮后進入全廠的燃料氣管網當作燃料燒掉，不僅造成了氫氣資源的浪費，同時也降低了燃料氣熱值。2016年采用膜分離技術對這部分氣體尾氣進行回收，采用新建膜分離裝置與現有30 萬催化重整PSA 耦合實現氫氣回收，項目實施后回收純度為≮99.9%的氫氣約為2 500 Nm3/h，約為2 kt/a，按照氫氣價格比瓦斯價格高一萬元每噸計算，每年可以增加效益約2 000 萬元[6]。

3 結 論

分析了0.8 Mt/a 連續重整裝置在長周期運行過程中出現的問題，包括預加氫壓降高、脫戊烷塔塔頂腐蝕嚴重、氫氣脫氯罐板結、余熱回收系統效率低等，并采取相應的措施，解決了這些難題同時對裝置進行節能改造，降低了裝置的能耗，提高了裝置的運行水平，這些寶貴經驗可以為同類裝置的生產運行提供借鑒。