半再生催化重整裝置熱載體系統優化與節能分析

張 海 峰

(中國石化青島石油化工有限責任公司，山東 青島 266043)

中國石化青島石油化工有限責任公司(簡稱青島石化)250kt/a固定床半再生催化重整裝置(簡稱催化重整裝置)由中國石化洛陽石油化工工程公司設計，于2003年9月建成投產。2009年7月，該裝置進行了擴能改造，裝置由預加氫單元和重整單元構成，加工原料為直餾石腦油和加氫焦化汽油；重整產品主要為高辛烷值汽油調合組分，同時副產氫氣、液化石油氣、輕石腦油等。

該催化重整裝置的加熱設備主要包括重整一段進料換熱器、重整二段混氫換熱器、預加氫爐、“四合一”爐、熱載體爐等；其中，“四合一”爐對流室、熱載體爐、鼓/引風機、熱載體泵構成裝置的熱載體系統。催化重整裝置的蒸發塔、分餾塔、穩定塔(簡稱“三塔”)的塔底熱量均由熱載體系統提供。總體上，該裝置的能耗水平在國內同類半再生催化重整裝置中處于領先水平，但在實際生產中發現，該裝置仍存在較大的節能潛力[1]。為充分挖掘該催化重整裝置的節能降耗潛力，對該250kt/a催化重整裝置熱載體系統的熱量平衡進行分析，并優化熱載體系統的換熱流程和“三塔”的操作參數。下面介紹該系統熱量平衡分析和操作優化過程。

1 裝置能耗分析

青島石化250 kt/a催化重整裝置各部分的能耗數據如表1所示。由表1可知：重整反應部分的能耗占裝置總能耗的比例最大，為62.58%；預加氫部分次之，為27.16%；重整產物冷卻及分餾部分能耗占裝置總能耗的比例最小，為10.26%。由此可見，燃料消耗占裝置總能耗的比例最大，且重整反應部分的燃料消耗量最大。此部分燃料消耗主要是為預加氫爐、“四合一”爐、熱載體爐的瓦斯消耗。因此，降低各加熱爐的熱負荷成為重整裝置節能降耗的關鍵[2-3]。

表1 催化重整裝置各部分的設計能耗數據

2 裝置節能降耗方案

催化重整裝置的核心加熱設備為預加氫爐和“四合一”爐。它們分別為預加氫反應器和4個重整反應器的入口進料提供熱量，以使其達到反應溫度。而熱載體系統為“三塔”塔底物料提供熱量，熱載體取熱來源主要為熱載體爐和“四合一”爐對流室[4-5]。為實現裝置節能降耗，采用PetroSIM v7.1軟件對裝置的熱載體系統進行模擬測算，在保證裝置平穩生產的前提下，探討充分利用“四合一爐”對流室的余熱為熱載體系統提供充足熱量的可行性。

2.1 裝置物料平衡和“三塔”操作參數

根據2021年9月催化重整裝置物料平衡、液化氣產品組成以及“三塔”操作參數，建立模擬計算模型，對熱載體系統的熱量平衡進行計算分析，以設計合理的節能降耗方案。催化重整裝置物料平衡數據如表2所示，其液化氣產品組成如表3所示，“三塔”操作參數如表4所示。

表2 2021年9月催化重整裝置物料平衡數據

表3 穩定塔液化氣產品組成 φ，%

表4 “三塔”操作參數

2.2 裝置熱量平衡分析

參考“三塔”操作參數，建立蒸發塔、分餾塔、穩定塔模型。模型設計預加氫進料量為44.5 t/h，重整進料量為33.7 t/h，壓力和溫度基本與裝置實際操作參數一致。利用PetroSIM v7.1軟件對模型的熱載體系統進行熱量平衡測算，得到“三塔”塔底重沸器熱負荷，如表5所示。由表5可知，“三塔”塔底重沸器有效熱負荷之和為4.272 0 MW。

表5 “三塔”熱負荷

此外，重整裝置初建時熱載體系統的熱載體為常三線餾分油，由于其載熱效率較差，2017年重新開工時將熱載體換用L-QC320導熱油。該導熱油性質穩定，抗熱裂解和抗氧化性能好、熱穩定性好、導熱系數高、傳熱效率高，其餾程(ASTM D86)如表6所示。

表6 熱載體導熱油的餾程

熱載體導熱油的循環量為150 t/h，熱載體從儲罐抽出后分為兩路：一路流量為135 t/h，經重整“四合一”爐對流室加熱后溫度從199.0 ℃升至250.7 ℃，提供的熱負荷為5.173 MW；另一路流量為15 t/h，經熱載體爐加熱后溫度從199.0 ℃升至202.4 ℃，提供的熱負荷為0.03 MW。加熱后的兩路熱載體匯合作為“三塔”塔底重沸器的熱源，合計可提供的熱負荷為5.203 MW。其中，導熱油經熱載體爐加熱后提供的熱負荷很小，僅占0.58%；而導熱油經“四合一”爐對流室加熱后提供了絕大部分熱負荷，占比為99.42%。由于“三塔”重沸器的合計有效熱負荷為4.272 0 MW，因此熱載體供熱的熱效率為82.11%。

2.3 裝置節能降耗方案設計

由表3可知，2021年9月穩定塔液化氣產品中C2，C3，C4，C5的體積分數分別在8.5%，39%，40%，11%上下波動，其中，C5含量波動幅度最小。在保證裝置平穩生產的前提下設計節能方案，選擇以“保持液化氣產品中的C5含量穩定”為控制目標，進行“三塔”操作參數調整，以優化“三塔”有效熱負荷需求，探討只利用“四合一爐”對流室余熱為熱載體系統提供熱量的可行性。

調整前后“三塔”的操作參數如表7所示。“三塔”操作參數優化調整后，在保持蒸發塔、分餾塔、穩定塔的塔頂溫度和回流量基本不變的情況下，同時將“三塔”塔底溫度和塔頂壓力分別降低2 ℃和0.01 MPa時，穩定塔液化氣產品中C5的體積分數可以保持在11%左右。

表7 調整前后“三塔”的操作參數

操作參數調整后“三塔”的熱負荷如表8所示。由表8可知，操作參數調整后，“三塔”的熱負荷均有所降低，而“三塔”總有效熱負荷降為4.113 9 MW，降低3.7%。

表8 操作參數調整后“三塔”的熱負荷 MW

由熱載體熱量平衡計算結果可知：若按導熱油供熱熱效率保持82.11%不變計算，停用熱載體爐，則“四合一”爐供熱的有效熱負荷為5.173×82.11%=4.247 MW。可見，只用“四合一”爐供熱，完全可以滿足操作參數調整后“三塔”的有效熱負荷需求。因此，通過調整蒸發塔、分餾塔、穩定塔操作參數，適當降低塔底重沸器溫度和塔頂壓力，在滿足裝置平穩運行的前提下可以停用熱載體爐。

3 停用熱載體爐的節能降耗效果

3.1 停用熱載體爐后裝置運行情況

根據以上方案分析結果，青島石化于2021年10月18日將熱載體爐熄火，10月21日關閉長明燈、停用鼓風機和引風機。通過及時調整“三塔”操作參數，優化熱載體系統換熱流程，在保證熱載體稍過量、不凝線的前提下，只通過“四合一爐”對流室為“三塔”塔底重沸器供熱即可滿足正常生產需求，實現催化重整裝置節能降耗的目標。

2021年10月18日停用熱載體爐后，至2022年5月18日裝置安全平穩運行7個月，熱載體系統中各處的溫度分布如圖1所示。由圖1可知：熱載體流量由150 t/h降至130 t/h，經“四合一爐”對流室加熱后，其出口熱載體溫度為251 ℃；經過換熱后，返回熱載體罐的熱載體溫度為196 ℃。這說明熱載體爐停用后，“四合一爐”對流室余熱完全可以滿足生產需要，并可保證裝置安全平穩運行。

圖1 停用熱載體爐后熱載體系統及三塔塔底溫度

3.2 熱載體流量和溫度優化

熱載體系統優化前，熱載體的總流量為150 t/h。“三塔”操作參數調整后，總有效熱負荷降低3.7%。由于原“四合一”爐供熱的有效熱負荷超過參數調整后“三塔”有效熱負荷需求，因而不僅可以停用熱載體爐，而且熱載體總流量可由150 t/h降至130 t/h。熱載體爐停用前、后，“四合一”爐對流室出口的熱載體溫度變化如圖2所示。

圖2 熱載體爐停用前后“四合一”爐對流室出口熱載體平均溫度

由圖2可知：熱載體爐停用前4個月期間，“四合一”爐對流室出口熱載體平均溫度為240 ℃；熱載體爐停用后4個月期間，“四合一”爐對流室出口熱載體平均溫度為251 ℃。“四合一”爐對流室出口熱載體溫度提高后，熱載體與塔底重沸器吸熱介質溫差增大，有利于吸熱介質提高吸熱量和熱交換后的溫度，從而對供熱熱載體的需求量減少，熱載體系統達到良性循環，可保證裝置的安全平穩運行。

3.3 停用熱載體爐的節能降耗效果

“三塔”操作參數調整后，停用熱載體爐、鼓/引風機前后裝置部分能量消耗如表9所示。由表9可知，停用熱載體爐后可減少瓦斯消耗100 m3/h，停用鼓/引風機可減少電能消耗18.5 kW。

表9 熱載體爐、鼓/引風機停用前后部分能量消耗變化

此外，由于停用熱載體爐且系統熱載體總流量由150 t/h降至130 t/h，使熱載體泵用電電流強度由182 A降至151 A，因而每小時可節約用電18.16 kW·h。

將熱載體泵節約的電能與鼓/引風機停用后節約的電能合計，每年可節約的電能為(18.16+18.5)×24×365=321.14 MW·h[6]。電價格按0.61元/(kW·h)計算，可節約電費19.59萬元/a。

此外，停用熱載體爐可節省瓦斯消耗876 000 m3/a，約為621.96 t/a；燃料瓦斯費用按2 109元/t計算，停用熱載體爐可節約瓦斯費用131.17 萬元/a。因節約瓦斯消耗可減少CO2排放約1 750 t/a，增加經濟效益122.46 萬元/a。因此，催化重整裝置熱載體系統優化后，可節能增效273.22 萬元/a。

4 結 論

對青島石化250 kt/a催化重整裝置的能耗進行衡算，采取調整“三塔”操作參數和優化熱載體系統換熱流程等措施，只用“四合一”爐對流室余熱為“三塔”塔底重沸器供熱完全可以保證裝置安全平穩運行。通過停用熱載體爐、鼓/引風機等設備，可以節約用電321.14 (MW·h)/a，節省瓦斯消耗621.96 t/a，減少CO2排放約1 750 t/a，可節能增效273.22 萬元/a，效果顯著。青島石化催化重整裝置成為國內目前唯一實現停用熱載體爐的重整裝置。