吳　樂，湯杰國，朱　強(qiáng)，劉永忠

(1.西安交通大學(xué) 化工系，陜西 西安 710049；2.中國石化 洛陽分公司，河南 洛陽 471012)

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加氫反應(yīng)過程對煉油廠加氫系統(tǒng)氫耗影響的分析

吳樂1，湯杰國2，朱強(qiáng)1，劉永忠1

(1.西安交通大學(xué) 化工系，陜西 西安 710049；2.中國石化 洛陽分公司，河南 洛陽 471012)

降低氫氣消耗對煉油廠節(jié)能操作具有重要意義。筆者從加氫反應(yīng)系統(tǒng)整體出發(fā)，通過耦合各加氫反應(yīng)裝置的脫硫、脫氮和芳烴飽和動力學(xué)過程，研究了反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力對加氫反應(yīng)系統(tǒng)總氫耗的影響。以某煉油廠加氫反應(yīng)系統(tǒng)為例，針對蠟油加氫、催化裂化、催化柴油加氫和催化汽油加氫的耦合加氫反應(yīng)系統(tǒng)，提出了通過耦合加氫反應(yīng)脫硫動力學(xué)過程降低煉油廠氫氣網(wǎng)絡(luò)氫耗的分析方法。采用該分析方法可使總氫耗降低2230 m3/h，降幅為7.28%；脫硫氫耗降低200 m3/h，降幅為2.64%；脫氮?dú)浜慕档?27 m3/h，降幅為9.28%；芳烴飽和氫耗降低1404 m3/h，降幅為11.13%。

加氫反應(yīng)系統(tǒng)；反應(yīng)動力學(xué)；氫耗；NLP模型；分析

加氫處理是煉油廠最重要的燃油清潔化加工過程之一。加氫反應(yīng)過程及其氫耗是煉油廠氫氣資源高效利用的關(guān)鍵，其核心是煉油廠中加氫反應(yīng)系統(tǒng)對整個生產(chǎn)工藝參數(shù)的影響以及工藝系統(tǒng)中氫氣的消耗。

加氫裝置的氫耗分為物理溶解氫耗和化學(xué)反應(yīng)氫耗。物理溶解氫耗的計(jì)算一般可通過亨利定律和氣液相傳質(zhì)模型計(jì)算，也可根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算，而化學(xué)反應(yīng)氫耗則根據(jù)相應(yīng)的反應(yīng)動力學(xué)進(jìn)行計(jì)算。Korsten等[1]給出了柴油加氫過程物理溶解氫耗和化學(xué)反應(yīng)氫耗的計(jì)算方法。Castaeda等[2]對比了加氫裝置氫耗的不同計(jì)算方法。針對蠟油加氫裝置，梁肖強(qiáng)等[3]提出了變工況下蠟油加氫裝置氫耗的計(jì)算方法。加氫過程的氫耗一般與反應(yīng)動力學(xué)和操作條件有關(guān)。

對于煉油廠氫氣系統(tǒng)，氫氣網(wǎng)絡(luò)集成是降低系統(tǒng)氫耗的有效方法。Towler等[4]提出了基于夾點(diǎn)分析的煉油廠氫氣網(wǎng)絡(luò)集成方法。Hallale等[5]提出了考慮壓力約束氫氣網(wǎng)絡(luò)優(yōu)化的MINLP模型，可獲得滿足壓力約束下系統(tǒng)的最小氫耗。目前，已有許多關(guān)于氫氣網(wǎng)絡(luò)優(yōu)化方法[6-9]以滿足更多的實(shí)際約束，為煉油廠降低氫耗提供分析方法。然而，上述研究在降低系統(tǒng)氫耗問題時，僅限于固定氫阱需求的氫氣網(wǎng)絡(luò)優(yōu)化，未將加氫裝置氫耗與加氫反應(yīng)過程動力學(xué)和操作條件相關(guān)聯(lián)，即未對化學(xué)氫耗和物理氫耗進(jìn)行優(yōu)化，也未綜合考慮單個加氫裝置與其上下游裝置之間的聯(lián)系，以進(jìn)一步降低氫阱氫氣消耗。

在燃油型煉油廠中，蠟油加氫裝置的產(chǎn)品為催化裂化裝置提供進(jìn)料，而催化裂化裝置又給催化柴油加氫裝置和催化汽油加氫裝置提供原料。蠟油加氫裝置和柴油加氫裝置均需耗氫，以脫除產(chǎn)品中雜質(zhì)。在不同的加氫裝置中脫除雜質(zhì)，整個加氫反應(yīng)系統(tǒng)的耗氫不同。如何充分利用不同加氫裝置的脫雜質(zhì)能力，使加氫反應(yīng)系統(tǒng)氫氣消耗最小，目前尚未見研究報(bào)道。

筆者以煉油廠中蠟油加氫裝置、催化裂化裝置、催化柴油加氫裝置和催化汽油加氫裝置所構(gòu)成的加氫反應(yīng)系統(tǒng)為研究對象，采用加氫反應(yīng)動力學(xué)模型研究反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力對加氫裝置系統(tǒng)氫耗的影響，從加氫反應(yīng)系統(tǒng)整體出發(fā)優(yōu)化系統(tǒng)氫耗，并優(yōu)化單個加氫裝置的氫耗。

1　加氫裝置氫耗的計(jì)算及加氫裝置和催化裂化裝置動力學(xué)

典型加氫裝置流程如圖 1所示。進(jìn)料通過加氫進(jìn)料泵升壓，與混合氫混合后，經(jīng)加熱爐加熱進(jìn)入反應(yīng)器脫硫精制。冷卻后反應(yīng)流出物通過分離器分離為油相和氣相。油相經(jīng)過分餾后得到最終產(chǎn)品，而氣相經(jīng)過吸收塔脫除H2S后循環(huán)利用，加壓后與新氫混合構(gòu)成反應(yīng)器的混合氫。煉油廠加氫裝置氫氣的消耗主要與其操作條件和反應(yīng)動力學(xué)有關(guān)，可分為物理溶解氫耗和化學(xué)反應(yīng)氫耗兩類。物理溶解氫耗是指溶解在餾分油中的氫氣，化學(xué)反應(yīng)氫耗是指餾分油中含硫、含氮等雜質(zhì)的脫除、芳烴飽和等過程所消耗的氫氣。筆者重點(diǎn)研究操作條件變化時化學(xué)氫耗的改變對加氫反應(yīng)系統(tǒng)總氫耗的影響。

圖1　典型加氫裝置流程示意圖

1.1加氫裝置氫耗計(jì)算

加氫裝置氫耗可表示為式(1)[10]。其中的脫硫氫耗FH2,S,i、脫氮?dú)浜腇H2,N,i、芳烴飽和氫耗FH2,Ar,i和溶解氫耗FH2,D,i分別可由式(2)～(5)[10]計(jì)算。

FH2,i=FH2,S,i+FH2,N,i+FH2,Ar,i+

FH2,D,i+FH2,O,i

(1)

(2)

(3)

(4)

FH2,D,i=divi

(5)

其他氫耗主要是烯烴飽和、加氫脫氧氫耗等，由于烯烴飽和很容易，餾分油氧含量較少，可假設(shè)它們的氫耗不變[3,10]，根據(jù)加氫裝置的實(shí)際氫耗減去脫硫氫耗和溶解氫耗計(jì)算得到。

1.2加氫過程動力學(xué)

1.2.1脫硫反應(yīng)過程動力學(xué)

化學(xué)氫耗主要用于脫除原油中的含硫雜質(zhì)。而硫的脫除一般與進(jìn)料性質(zhì)、操作條件和含硫雜質(zhì)本身性質(zhì)有關(guān)。Choudhary等[11]的研究表明，加氫脫硫過程中三環(huán)以上芳烴對加氫脫硫有嚴(yán)重的抑制作用，針對減壓蠟油和催化柴油的脫硫動力學(xué)可表示為式(6)。

(6)

由于催化汽油不含三環(huán)以上的芳烴且其含硫雜質(zhì)主要為噻吩類化合物，其動力學(xué)選用另一種形式[11]，如式(7)所示。其中的kS,i由式(8)計(jì)算。

wS,prod,i=

(7)

(8)

減壓蠟油和催化汽油的反應(yīng)動力學(xué)數(shù)據(jù)見Choudhary等[11]的研究，而催化柴油的反應(yīng)動力學(xué)見Cheng等[12]的報(bào)道。

1.2.2加氫脫氮動力學(xué)

與加氫脫硫反應(yīng)類似，影響加氫脫氮的主要因素與進(jìn)料性質(zhì)、操作條件相關(guān)。根據(jù)李大東[10]的研究，筆者選用的加氫脫氮動力學(xué)公式如式(9)所示，其動力學(xué)參數(shù)可參考Cotta等[13]的研究。

(9)

1.2.3芳烴飽和動力學(xué)

影響芳烴飽和的因素主要有進(jìn)料性質(zhì)、操作條件等。與其他加氫反應(yīng)不同的是，芳烴飽和是一個平衡反應(yīng)，因此筆者選用Yui等[14]提出的動力學(xué)公式，如式(10)和式(11)所示。

(10)

(11)

1.3催化裂化裝置中進(jìn)料與產(chǎn)品雜質(zhì)含量的關(guān)系

在燃料型煉油廠中，催化裂化裝置是聯(lián)接蠟油加氫裝置與催化柴油加氫裝置和催化汽油加氫裝置的重要裝置。催化裂化裝置是減壓蠟油與催化劑在高溫高壓下接觸、裂解為小分子的反應(yīng)場所。Pashikanti等[15]的研究表明，催化柴油和催化汽油的硫含量與進(jìn)料硫含量呈線性關(guān)系，且根據(jù)煉油廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，氮含量與芳烴含量也存在一定線性關(guān)系。催化裂化進(jìn)料雜質(zhì)含量與產(chǎn)品雜質(zhì)含量的關(guān)系可表示為式(12)～(14)。

wS,feed,FCC=aiwS,prod,FCC,i+bi,

?i=Diesel or Gasoline HDT unit

(12)

wN,feed,FCC=aiwN,prod,FCC,i+bi,

?i=Diesel or Gasoline HDT unit

(13)

wAr,feed,FCC=aiwAr,prod,FCC,i+bi,

?i=Diesel or Gasoline HDT unit

(14)

2　加氫裝置系統(tǒng)氫耗的最小化

在煉油廠中，對于由蠟油加氫裝置、催化裂化裝置、催化柴油加氫裝置和催化汽油加氫裝置等構(gòu)成的加氫反應(yīng)系統(tǒng)，其氫耗最小化的目標(biāo)可表示為式(15)，還需滿足以下5個約束條件。

(15)

(1)各裝置之間物料硫含量的關(guān)系

在系統(tǒng)中，蠟油加氫裝置的產(chǎn)品為催化裂化裝置提供進(jìn)料，而催化裂化裝置又為催化柴油加氫裝置和催化汽油加氫裝置提供原料。因此，上述各裝置物料的硫含量關(guān)系需滿足式(16)～(21)的關(guān)系。

wS,feed,FCC=wS,prod,VGO

(16)

wN,feed,FCC=wN,prod,VGO

(17)

wAr,feed,FCC=wAr,prod,VGO

(18)

wS,feed,i=wS,prod,FCC,i,

?i=Diesel or Gasoline HDT unit

(19)

wN,feed,i=wN,prod,FCC,i,

?i=Diesel or Gasoline HDT unit

(20)

wAr,feed,i=wAr,prod,FCC,i,

?i=Diesel or Gasoline HDT unit

(21)

(2)反應(yīng)溫度約束

利用動力學(xué)方程對加氫裝置化學(xué)氫耗進(jìn)行優(yōu)化，將調(diào)整反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力，但是調(diào)節(jié)范圍應(yīng)該在該裝置允許的調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，即滿足式(22)的要求。

(22)

(3)反應(yīng)壓力約束

各個加氫裝置的壓力調(diào)節(jié)范圍如式(23)和式(24)所示。

(23)

PH2,i=PiyH2,i

(24)

(4)產(chǎn)品硫、氮和芳烴含量限制

煉油廠規(guī)定了各個加氫裝置產(chǎn)品的最大硫含量，必須滿足式(25)～(27)的要求。

(25)

(26)

(27)

(5)加氫裝置進(jìn)料硫含量限制，如式(28)所示。

(28)

3　案例分析

根據(jù)某煉油廠的實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，對煉油廠各個加氫裝置的氫耗從系統(tǒng)的角度進(jìn)行分析和優(yōu)化，以達(dá)到降低氫耗的目的。

該煉油廠的基本流程包括，原油經(jīng)過常減壓蒸餾分餾后，減壓蠟油經(jīng)過蠟油加氫裝置精制后，進(jìn)入催化裂化裝置，生產(chǎn)汽油和柴油，二者分別進(jìn)入汽油加氫裝置和催化柴油加氫裝置，最終得到滿足環(huán)境法規(guī)的產(chǎn)品。煉油廠中各加氫裝置的進(jìn)料性質(zhì)、操作條件列于表1，煉油廠加氫裝置操作條件調(diào)整范圍和產(chǎn)品質(zhì)量要求列于表2。

表1　各個加氫裝置進(jìn)料、產(chǎn)品性質(zhì)和操作條件

1)In feed

表2　各個加氫裝置操作條件調(diào)整范圍和產(chǎn)品質(zhì)量要求

1)In product

3.1反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力對加氫裝置氫耗的影響

為簡化計(jì)算，假設(shè)(1)氫氣的體積分?jǐn)?shù)不變；(2)FCC裝置進(jìn)料雜質(zhì)含量的變化不影響FCC產(chǎn)品產(chǎn)量。一般，蠟油加氫裝置、催化柴油加氫裝置、催化汽油加氫裝置溶解氫耗的系數(shù)分別為5、5.9和8.65。根據(jù)表1給出的操作條件和氫耗數(shù)據(jù)，再根據(jù)式(1)～(4)便可得到每個加氫裝置的其他氫耗；再根據(jù)表1中操作條件和進(jìn)料及產(chǎn)品雜質(zhì)含量以及相應(yīng)加氫裝置的動力學(xué)參數(shù)，可得到每個加氫裝置動力學(xué)參數(shù)中的氫分壓依賴項(xiàng)的值以及其他氫耗；再根據(jù)表2的操作條件調(diào)整范圍，以及式(1)～(7)和相應(yīng)加氫裝置的動力學(xué)參數(shù)，便可得到每個加氫裝置總氫耗與反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力的關(guān)系。反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力對蠟油加氫裝置、催化柴油加氫裝置、催化汽油加氫裝置總氫耗的影響示于圖 2。

由圖2可見，上述加氫裝置的總氫耗均隨反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力的升高而增大，在保證產(chǎn)品質(zhì)量的前提下，降低溫度和壓力可有效降低加氫裝置的總氫耗。

3.2加氫裝置系統(tǒng)氫耗的最小化

由于煉油廠餾分油硫含量較高，且對產(chǎn)品硫含量限制較多，因此，首先研究在滿足煉油廠產(chǎn)品脫硫規(guī)格要求前提下，加氫裝置脫硫氫耗的變化規(guī)律，即各個加氫裝置脫硫氫耗與蠟油加氫裝置脫硫深度的關(guān)系。再給定蠟油進(jìn)料硫含量和汽油、柴油產(chǎn)品硫含量后，根據(jù)式(2)和式(12)即可得到如圖3所示結(jié)果。

圖2　反應(yīng)溫度(T)和反應(yīng)壓力(P)對蠟油、催化柴油和催化汽油加氫裝置總氫耗(FH2)的影響

由圖3可知，隨著精制蠟油硫含量的升高，加

氫裝置總脫硫氫耗降低，蠟油加氫裝置脫硫氫耗降低，而柴油和汽油加氫裝置脫硫氫耗升高。由于催化裂化裝置也具有一定的脫硫能力，因此，提高催化裂化裝置進(jìn)料硫含量，即提高精制蠟油硫含量，對加氫裝置的脫硫氫耗是有益的。

圖3　精制蠟油硫質(zhì)量分?jǐn)?shù)對各個加氫裝置脫硫氫耗(FH2,S)的影響

由3.1節(jié)所述可知，不同加氫裝置的氫耗對反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力的敏感度不同，因此，需對上述加氫反應(yīng)系統(tǒng)的總氫耗進(jìn)行優(yōu)化分析。

(1)通過各加氫裝置與催化裂化裝置的聯(lián)系，松弛每個加氫裝置的雜質(zhì)脫除深度，即充分利用催化裂化裝置的脫雜質(zhì)能力，以降低加氫裝置的脫雜質(zhì)深度。

(2)基于得到的松弛后的雜質(zhì)脫除深度，在滿足該脫雜質(zhì)深度的前提下，根據(jù)脫硫、脫氮和芳烴飽和動力學(xué)公式(6)～(11)優(yōu)化每個裝置的操作條件，以達(dá)到氫耗最少的目的。

(3)最終根據(jù)總氫耗計(jì)算式，將每個裝置的脫雜質(zhì)氫耗、溶解氫耗和其他氫耗相加，便可得到整個系統(tǒng)總氫耗的最小值。

根據(jù)煉油廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，可擬合催化裂化進(jìn)料雜質(zhì)含量和產(chǎn)品雜質(zhì)含量之間的關(guān)系，即可得到式(12)～(14)的系數(shù)，結(jié)果列于表3。

表3　催化裂化裝置對雜質(zhì)的分配

a,b—The coefficients of Eq.(12)-(14)

在固定蠟油加氫裝置進(jìn)料硫含量、氮含量和芳烴含量且滿足煉油廠對汽油、柴油產(chǎn)品質(zhì)量要求的前提下，通過GAMS(24.1)求解第2節(jié)中的NLP模型，優(yōu)化了各個加氫裝置的操作條件，以調(diào)整各個加氫裝置的脫硫深度、脫氮深度和芳烴飽和深度，而此時系統(tǒng)的氫耗最小，結(jié)果列于表4。與表1對比后可知，通過蠟油加氫裝置反應(yīng)壓力的升高和反應(yīng)溫度的降低，降低了脫硫深度、脫氮深度和芳烴飽和深度，從而增加了催化裂化裝置進(jìn)料的雜質(zhì)含量，使更多的雜質(zhì)在催化裂化裝置中反應(yīng)并裂解為氣體雜質(zhì)(H2S和NH3)，以降低加氫裝置脫雜質(zhì)負(fù)荷，最終達(dá)到降低氫氣消耗的目的。

表4　加氫裝置的最優(yōu)雜質(zhì)脫除深度和操作條件

從煉油廠的實(shí)際運(yùn)行狀況可知，催化裂化裝置也具有一定的脫硫、脫氮作用，且該裝置的脫硫、脫氮不需要消耗氫氣，筆者正是利用該裝置的此特性，提出了降低系統(tǒng)氫耗的新方法，其優(yōu)化結(jié)果列于表5。由表 5可見，所有加氫裝置的脫硫氫耗降低200 m3/h，降幅為2.64%；脫氮?dú)浜慕档?27 m3/h，降幅為9.28%；芳烴飽和氫耗降低1404 m3/h，降幅為11.13%；總氫耗降低2230 m3/h，降幅為7.28%。蠟油加氫裝置脫硫氫耗降低，而其他裝置增大，這主要是因?yàn)橄炗彤a(chǎn)品中硫含量的升高，同時其他裝置進(jìn)料的硫含量也升高；每個加氫裝置的脫氮?dú)浜呐c脫硫氫耗類似，蠟油產(chǎn)品中氮含量的升高，造成了其他加氫裝置脫氮?dú)浜牡脑黾?。由于煉油廠對含硫雜質(zhì)的限制較嚴(yán)格，因此，在滿足含硫雜質(zhì)要求的前提下，通過對操作條件的優(yōu)化，同時降低了脫氮、芳烴飽和的氫耗。因此，筆者所提出的分析方法可有效降低加氫裝置系統(tǒng)的總氫耗，同時也對其操作條件進(jìn)行了優(yōu)化。

表5　各個加氫裝置脫除不同雜質(zhì)氫耗(FH2)的對比

4　結(jié)　論

(1)針對煉油廠加氫裝置系統(tǒng)氫耗降低的問題，從加氫反應(yīng)系統(tǒng)出發(fā)，通過耦合各加氫裝置的反應(yīng)動力學(xué)，研究了反應(yīng)溫度和反應(yīng)壓力對加氫裝置總氫耗的影響。

(2)以某煉油廠實(shí)際生產(chǎn)過程為例，針對蠟油加氫裝置、催化裂化裝置、催化柴油加氫裝置和催化汽油加氫裝置耦合系統(tǒng)，提出了耦合加氫裝置加氫動力學(xué)過程降低氫耗的分析方法。

(3)針對加氫系統(tǒng)氫耗，基于耦合各裝置加氫動力學(xué)的NLP模型，將加氫裝置系統(tǒng)總氫耗優(yōu)化降低了2230 m3/h，降幅為7.28%，其中脫硫氫耗降低200 m3/h，降幅為2.64%；脫氮?dú)浜慕档?27 m3/h，降幅為9.28%；芳烴飽和氫耗降低1404 m3/h，降幅為11.13%。

(4)為了有效降低煉油廠氫氣消耗，應(yīng)考慮各加氫裝置的上下游聯(lián)系，將加氫系統(tǒng)反應(yīng)動力學(xué)與氫氣網(wǎng)絡(luò)集成耦合優(yōu)化。

符號說明：

A——反應(yīng)指前因子，h-1；

a,b——催化裂化裝置對雜質(zhì)的分配系數(shù)；

d——溶解氫耗的系數(shù)；

E——反應(yīng)活化能，kJ/mol；

Ffeed——進(jìn)料流量，t/h；

FH2——?dú)浜?，m3/h，標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)；

K1——加氫裝置進(jìn)料三環(huán)以上芳烴對脫硫反應(yīng)的抑制系數(shù)；

K2——加氫裝置進(jìn)料含氮雜質(zhì)對脫硫反應(yīng)的抑制系數(shù)；

K3——加氫裝置進(jìn)料含硫雜質(zhì)對脫硫反應(yīng)的抑制系數(shù)；

k——加氫反應(yīng)動力學(xué)常數(shù)，h-1；

LHSV——空速，h-1；

M——加氫裝置進(jìn)料非芳烴質(zhì)量分?jǐn)?shù)與芳烴質(zhì)量分?jǐn)?shù)之比；

P——反應(yīng)壓力，MPa；

R——通用氣體常數(shù)，J/(mol·K)；

T——反應(yīng)溫度，℃；

v——加氫裝置進(jìn)料體積流量，m3/h，標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)；

w——進(jìn)料或產(chǎn)品的雜質(zhì)質(zhì)量分?jǐn)?shù)，μg/g或%；

X——芳烴轉(zhuǎn)化率，%；

yH2——?dú)錃怏w積分?jǐn)?shù)，%；

α——加氫動力學(xué)中的壓力依賴項(xiàng)；

ρ——密度，kg/m3；

上、下標(biāo)：

Ar——芳烴；

D——溶解；

f——芳烴飽和反應(yīng)正反應(yīng)；

FCC——催化裂化裝置；

feed——進(jìn)料；

H2——?dú)錃猓?/p>

i——第i個加氫裝置，在公式(12)～(14)和(19)～(21)中僅表示汽油、柴油加氫裝置；

L——下界；

N——含氮雜質(zhì)；

O——其他；

prod——產(chǎn)品；

r——芳烴飽和反應(yīng)逆反應(yīng)；

S——含硫雜質(zhì)；

TR——三環(huán)以上芳烴；

U——上界；

VGO——蠟油或蠟油加氫裝置。

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[3]梁肖強(qiáng),劉永忠.蠟油加氫裝置的全流程模擬與變工況氫耗計(jì)算[J].華東理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版),2012,38(6):718-723.(LIANG Xiaoqiang,LIU Yongzhong.Simulation of a wax oil hydrotreating unit and calculations of hydrogen consumption at off-design conditions[J].Journal of East China University of Science and Technology,2012,38(6):718-723.)

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Analysis of Effects of Hydrogenation on Hydrogen Consumption ofHydrotreating System in a Refinery

WU Le1,TANG Jieguo2,ZHU Qiang1,LIU Yongzhong1

(1.Department of Chemical Engineering,Xi’an Jiaotong University,Xi’an 710049,China; 2.Luoyang Branch,SINOPEC,Luoyang 471012,China)

Reducing hydrogen consumption is of great significance to energy-saving operations in a refinery.In order to reduce the hydrogen consumption of the hydrotreating (HDT)system,the effects of reaction temperature and pressure on hydrogen consumption were studied by coupling the hydrodesulfurization (HDS),hydrodenitrogenation (HDN)and aromatics hydrogenation (HDA)kinetics from a systematic point of view.A novel method to reduce the hydrogen consumption of HDT system,including the vacuum gas oil (VGO)HDT unit,fluid catalytic cracking (FCC)unit,FCC diesel HDT unit and FCC gasoline HDT unit was proposed by taking the HDS and HDN kinetics into consideration.The results of an actual refinery showed that the total hydrogen consumption of 2230 m3/h for HDT system was reduced with the decrease percentage of 7.28%,the hydrogen consumptions of 200,327 and 1404 m3/h for HDS,HDN and HDA were reduced,respectively,with the decrease percentage of 2.64%,9.28% and 11.13%.

hydrotreating system; reactive kinetics; hydrogen consumption; NLP model; analysis

2015-07-21

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(21376188)和陜西省工業(yè)科技攻關(guān)項(xiàng)目(2015GY095)資助

吳樂，男，博士研究生，從事化工系統(tǒng)工程的研究；E-mail：wule-xjtu@foxmail.com

劉永忠，男，教授，博士，從事化工系統(tǒng)工程和化工傳遞過程的研究；Tel：029-82664752；E-mail：yzliu@mail.xjtu.edu.cn

1001-8719(2016)05-1030-08

TQ021.8

Adoi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.05.022