胡珺 張偉 王紅濤 張英

中國石油化工股份有限公司撫順石油化工研究院

催化重整是石油煉制的主要加工過程之一，其主要產(chǎn)品中的重整生成油是高辛烷值汽油調(diào)和組分，重整芳烴是化纖、塑料和橡膠的基礎(chǔ)原料。同時，煉化企業(yè)50%以上的用氫由重整裝置提供[1-3]。連續(xù)重整裝置多采用美國UOP公司的連續(xù)重整專利技術(shù)和法國IFP的連續(xù)重整專利技術(shù)[4]。催化重整反應(yīng)在熱力學上為強吸熱反應(yīng)，中間產(chǎn)物需要多次加熱，吸熱量越大，燃料消耗量越大。連續(xù)重整裝置一般包括原料預(yù)處理單元、重整反應(yīng)單元、催化劑再生單元及產(chǎn)品分餾單元，所副產(chǎn)的大量氫氣需要壓縮機增壓，這些過程均需要消耗大量的能量[5-7]，且連續(xù)重整裝置能耗隨反應(yīng)苛刻度的提高而增加。由于重整反應(yīng)的化學特征及其加工流程的特點，連續(xù)重整裝置的能耗在全廠總能耗中占有較大的比例，因此連續(xù)重整裝置的節(jié)能優(yōu)化對于煉廠極為重要[8-10]。

對中國石化某煉廠的連續(xù)重整裝置能耗進行了研究，分別對燃料氣、蒸汽、電力和其他方面的消耗情況進行了分析。同時，對原料預(yù)處理單元和產(chǎn)品分餾單元的工藝現(xiàn)狀和存在的問題進行了分析，提出節(jié)能改造方案，從而進一步降低裝置能耗。

1 連續(xù)重整裝置能耗情況

中國石化某煉廠連續(xù)重整裝置以直餾石腦油和加氫裂化重石腦油的混合油為原料，主要生產(chǎn)汽油調(diào)和組分，同時副產(chǎn)含氫氣體、戊烷油、混合芳烴、非芳烴和燃料氣。該裝置由原料預(yù)處理單元、重整反應(yīng)單元、產(chǎn)品分餾單元、催化劑再生單元、芳烴抽提單元及界區(qū)內(nèi)配套的公用工程設(shè)施組成，采用UOP第二代超低壓連續(xù)重整工藝，催化劑再生單元采用UOP第三代催化劑連續(xù)再生(Cyclemax)工藝。裝置設(shè)計規(guī)模為100×104t/a，其中全餾分石腦油預(yù)處理部分：100×104t/a，重整反應(yīng)單元：100×104t/a，催化劑連續(xù)再生部分：907 kg/h ，芳烴抽提單元：45×104t/a ，裝置為連續(xù)生產(chǎn)，年開工時數(shù)按8 000 h計，操作彈性為60%～110%。該連續(xù)重整裝置的設(shè)計能耗和實際能耗組成見表1。

該連續(xù)重整裝置的能耗占該廠全部能耗的10%左右，在同類裝置能耗中處于中等水平，與先進的連續(xù)重整裝置相比還有較大差距。從表1中可以看出，無論是設(shè)計能耗還是實際能耗，連續(xù)重整裝置的能耗中燃料氣、蒸汽和電力的消耗最多。裝置的實際能耗中燃料氣占總能耗的比例最大，為69.61%，其次是蒸汽和電力的消耗，分別占總能耗的20.76%和7.34%，這種能耗分布是重整反應(yīng)的特性造成的，同時也為連續(xù)重整裝置節(jié)能優(yōu)化指明了方向。

表1 連續(xù)重整裝置能耗構(gòu)成Table1 Compositionofenergyconsumptionforthecontinuouscatalyticreformingunit項目設(shè)計能耗實際能耗能耗/(kgEO·t-1)①占比/%能耗/(kgEO·t-1)①占比/%循環(huán)水1．6711．961．7562．04除鹽水0．3920．460．4960．58電5．2856．206．3237．343．5MPa蒸汽輸入20．73024．3223．66827．461．0MPa蒸汽輸出-5．242-6．15-5．771-6．70燃料氣62．04572．7960．00069．61凈化風0．2730．320．2940．34氮氣1．3211．551．4611．70凝結(jié)水-1．236-1．45-2．036-2．36合計85．238100．0086．191100．00 注：1．表中正值表示消耗能量，負值表示外輸能量。2．設(shè)計能耗以重整設(shè)計進料125t/h為基準計算，實際能耗以重整實際進料140．91t/h為基準計算。 ①1kgEO/t=41．86kJ/kg(下同)。

2 裝置能耗現(xiàn)狀分析

為進一步分析裝置實際能耗的組成，下面將分別從燃料氣消耗、蒸汽消耗、電力消耗和其他方面對連續(xù)重整裝置的能耗現(xiàn)狀進行分析。

2.1 燃料氣消耗

該連續(xù)重整裝置的加熱爐類型分為預(yù)加氫進料加熱爐、分餾塔塔底重沸爐、石腦油分餾塔重沸爐、重整反應(yīng)進料“四合一”加熱爐和重整油分餾塔重沸爐，各加熱爐燃料氣用量及占比見表2。

表2 加熱爐燃料氣用量及占比Table2 Fuelgasconsumptionofthefurnacesandthecorrespondingproportion名稱燃料氣用量/(kg·h-1)用量占比/%預(yù)加氫進料加熱爐7618．55分餾塔塔底重沸爐5646．34石腦油分餾塔重沸爐6507．30重整油分餾塔重沸爐153717．27重整反應(yīng)進料“四合一”加熱爐538860．54合計8900100．00

由表2可知，重整反應(yīng)進料“四合一”加熱爐燃料氣用量最大，占總?cè)剂蠚庥昧康?0.54%。由于燃料消耗占裝置能耗的比例最大，且加熱爐在低負荷下很難操作，因此在很大程度上，加熱爐的燃燒狀況和熱效率決定了裝置的總能耗。對于重整反應(yīng)進料“四合一”加熱爐，適當增加重整進料換熱器的換熱深度可以提高反應(yīng)產(chǎn)物的熱能回收率，從而可以減少“四合一”加熱爐的負荷和燃料氣的消耗。

2.2 蒸汽消耗

該連續(xù)重整裝置涉及3.5 MPa蒸汽和1.0 MPa蒸汽兩種蒸汽的使用。

3.5 MPa蒸汽產(chǎn)汽點為重整余熱鍋爐，用汽點包括穩(wěn)定塔底再沸器、重整循環(huán)氫壓縮機背壓式汽輪機和重整增壓氫壓縮機凝汽式汽輪機，不足蒸汽由中壓蒸汽管網(wǎng)輸入。3.5 MPa蒸汽產(chǎn)用平衡見表3。中壓蒸汽管網(wǎng)需輸入37.9 t/h的 3.5 MPa蒸汽。

表3 3．5MPa蒸汽產(chǎn)用平衡表Table3 Productionbalanceof3．5MPasteam項目蒸汽產(chǎn)用量/(t·h-1)占比/%入方余熱鍋爐產(chǎn)汽30．144．26中壓蒸汽管網(wǎng)輸入37．955．74合計68．0100．00出方穩(wěn)定塔塔底再沸器8．812．94重整循環(huán)氫壓縮機背壓式汽輪機25．938．09重整增壓氫壓縮機凝汽式汽輪機33．348．97合計68．0100．00

1.0 MPa蒸汽產(chǎn)汽點為重整循環(huán)氫壓縮機背壓式汽輪機，用汽點包括除氧器、增壓氣加熱器、重整循環(huán)氫壓縮機抽氣器、重整增壓氫壓縮機抽氣器、伴熱、汽提塔重沸爐和石腦油分餾塔重沸爐對流段等，多余蒸汽外輸至低壓蒸汽管網(wǎng)。1.0 MPa蒸汽產(chǎn)用平衡見表4。1.0 MPa蒸汽外輸至低壓蒸汽管網(wǎng)10.7 t/h。

3.5 MPa蒸汽用汽大戶為重整循環(huán)氫壓縮機背壓式汽輪機和重整增壓氫壓縮機凝汽式汽輪機。重整循環(huán)氫壓縮機和重整增壓氫壓縮機是重整單元的能耗大戶，汽輪機采用背壓式的能耗遠低于凝汽式汽輪機。重整循環(huán)氫壓縮機背壓式汽輪機產(chǎn)1.0 MPa蒸汽，重整增壓氫壓縮機凝汽式汽輪機產(chǎn)生的凝結(jié)水可進行進一步回收利用，如預(yù)熱燃料氣，提高燃料氣入爐溫度，充分利用低溫熱，以節(jié)約燃料氣消耗。

表4 1．0MPa蒸汽產(chǎn)用平衡表Table4 Productionbalanceof1．0MPasteam項目蒸汽產(chǎn)用量/(t·h-1)占比/%入方 重整循環(huán)氫壓縮機背壓式汽輪機25．90100．00 合計25．90100．00出方 除氧器8．3032．05 增壓氣加熱器0．170．66 重整循環(huán)氫壓縮機抽氣器0．632．43 重整增壓氫壓縮機抽氣器1．033．98 伴熱5．0019．31 汽提塔重沸爐、石腦油分餾塔重沸爐對流段0．090．35 外輸至低壓蒸汽管網(wǎng)10．7041．31 合計25．90100．00

2.3 電力消耗

該連續(xù)重整裝置用電設(shè)備主要包括預(yù)處理、重整和催化劑再生單元的機泵、空冷器、機組和電加熱器等(見表5)。其中，機組及電加熱器的電耗占裝置用電量的51.16%左右?？绽淦鞯臄?shù)量多，且易于調(diào)節(jié)，也應(yīng)該作為節(jié)約電耗的重點之一。

表5 電力消耗及占比Table5 Compositionofpowerconsumption項目蒸汽產(chǎn)用量/kW電耗占比/%泵電耗919．026．82空冷電耗754．522．02機組及電加熱器電耗1753．351．16合計3426．8100．00

2.4 其他

各塔頂物流的冷卻、氣液分離及送出裝置的產(chǎn)品均采用空氣冷卻或水冷卻，壓縮機、風機和泵在運行時也需要循環(huán)水冷卻。另外，凈化風的主要使用點為空氣干燥器和儀表用風等。凝結(jié)水的來源主要為重整增壓氫壓縮機凝汽式汽輪機凝結(jié)水和穩(wěn)定塔塔底再沸器凝結(jié)水。

3 工藝現(xiàn)狀及存在問題

3.1 原料預(yù)處理單元

由裝置外罐區(qū)來的直餾石腦油在液位和流量串級控制下自壓進入預(yù)加氫進料緩沖罐；然后，經(jīng)預(yù)加氫進料泵升壓后、經(jīng)預(yù)加氫進料預(yù)熱器與石腦油分餾塔塔頂氣換熱至約72.3 ℃；再與循環(huán)氫混合，進入預(yù)加氫混合進料換熱器,與預(yù)加氫反應(yīng)產(chǎn)物換熱至約222.3 ℃；最后，經(jīng)預(yù)加氫進料加熱爐加熱，升溫至283.5 ℃后進入預(yù)加氫反應(yīng)器。

在預(yù)加氫反應(yīng)器中，原料油在催化劑和氫氣的作用下進行加氫精制反應(yīng),脫除原料中的有機硫、氮化合物和金屬雜質(zhì)等；再經(jīng)預(yù)加氫脫氯罐脫除氯化物后，溫度約為279.5 ℃；然后，經(jīng)預(yù)加氫混合進料換熱器與反應(yīng)進料換熱，換熱后溫度約126.2 ℃；最后，與補充氫(化肥來)混合后，經(jīng)預(yù)加氫產(chǎn)物空冷器冷凝冷卻后進入預(yù)加氫氣液分離器。

預(yù)加氫進料換熱器的熱端溫差為57.2 ℃，冷熱物流的傳熱系數(shù)(污垢狀態(tài)下)為237.36 W/m2·K、傳熱溫差為21.3 ℃，預(yù)加氫反應(yīng)產(chǎn)物的熱量未充分回收，預(yù)加氫進料進入加熱爐的溫度偏低，造成加熱爐燃料氣用量偏大、能耗偏高。

3.2 產(chǎn)品分餾單元

重整油分餾塔塔頂油氣自重整油分餾塔塔頂出來后(溫度約120 ℃、壓力0.09 MPa)，直接進塔頂油氣空冷器冷卻至約68 ℃，然后進入重整油分餾塔塔頂分液罐，塔頂油氣熱量未進行回收。

自穩(wěn)定塔來的重整汽油(流量約120.3 t/h、溫度約60.2 ℃)經(jīng)重整油分餾塔進料換熱器與重整油分餾塔塔底出料換熱至約90 ℃，進入重整油分餾塔。分餾塔進料溫度偏低，分餾塔塔底重沸爐負荷偏高。

4 節(jié)能改造方案

根據(jù)連續(xù)重整能耗分析，結(jié)合工藝現(xiàn)狀及存在問題，分別對預(yù)處理部分和產(chǎn)品分流單元提出節(jié)能改造方案。

4.1 原料預(yù)處理單元

預(yù)加氫與反應(yīng)產(chǎn)物強化換熱工藝改造方案見圖1。將預(yù)加氫反應(yīng)產(chǎn)物和預(yù)加氫混氫油原料增加一級換熱，即新增一臺預(yù)加氫進料換熱器，預(yù)加氫混氫油進預(yù)加氫進料加熱爐的溫度不僅由222.3 ℃提高到了243.5 ℃，降低了加熱爐燃料氣用量，同時還將預(yù)加氫反應(yīng)產(chǎn)物溫度由126.2 ℃降低到了104.2 ℃，從而降低了空冷電耗。

4.2 產(chǎn)品分餾單元

為了充分回收重整油分餾塔塔頂油氣熱量，新增板式換熱器(見圖2)。自穩(wěn)定塔來的重整汽油(流量約120.3 t/h、溫度約60.2 ℃)首先經(jīng)重整油分餾塔進料-塔頂油氣換熱器與塔頂油氣換熱，重整油分餾塔進料溫度升高到93 ℃，塔頂油氣溫度由120 ℃降低到105.1 ℃；然后，再經(jīng)重整油分餾塔進料換熱器與重整油分餾塔塔底出料換熱，重整油分餾塔進料溫度為113.3 ℃。從而回收了塔頂熱量，降低塔頂空冷負荷，同時提高了分餾塔進料溫度，降低分餾塔重沸爐負荷。

5 實施效果

節(jié)能改造方案實施后，對于預(yù)處理單元：預(yù)加氫原料進加熱爐的溫度升高至243.5 ℃，加熱爐有效熱負荷降低2 702 kW，可節(jié)省加熱爐燃料氣用量約210kg/h，降低裝置能耗1.28 kgEO/t；對于產(chǎn)品分餾單元：優(yōu)化后重整油分餾塔塔底重沸爐有效熱負荷降低約815 kW，可節(jié)省加熱爐燃料氣用量約60 kg/h，降低裝置能耗0.48 kgEO/t。

因此，節(jié)能改造方案實施后，加熱爐總有效熱負荷降低3 517 kW，可節(jié)省加熱爐燃料氣總用量約270 kg/h，裝置總能耗降低1.76 kgEO/t。

6 結(jié) 論

連續(xù)重整裝置的能耗在煉廠總能耗中占有較大的比例，因此連續(xù)重整裝置的節(jié)能優(yōu)化是降低煉廠成本的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。從生產(chǎn)工藝技術(shù)方面來看，裝置的重整反應(yīng)與產(chǎn)物分離生產(chǎn)單元的能耗占總能耗的主要部分，其次是預(yù)處理單元和催化劑再生單元的能耗。從單項能耗方面來看，裝置的能耗中燃料氣占總能耗的比例最大，為69.61%，其次是蒸汽和電力的消耗，分別占總能耗的20.76%和7.34%。

通過對中國石化某煉廠的連續(xù)重整裝置用能情況進行分析，結(jié)合工藝現(xiàn)狀與存在問題，發(fā)現(xiàn)原料預(yù)處理單元預(yù)加氫反應(yīng)產(chǎn)物的熱量未充分回收，預(yù)加氫進料進入加熱爐的溫度偏低；產(chǎn)品分餾單元重整油分餾塔塔頂油氣熱量未進行回收，并且分餾塔進料溫度偏低，分餾塔塔底重沸爐負荷偏高。因此,提出節(jié)能改造方案：① 預(yù)加氫反應(yīng)產(chǎn)物和預(yù)加氫混氫油原料增加一級換熱；② 自穩(wěn)定塔來的重整汽油首先與重整油分餾塔塔頂油氣換熱，再與塔底出料換熱。改造方案實施后，加熱爐總有效熱負荷降低3 517 kW，可節(jié)省加熱爐燃料氣總用量約270 kg/h，裝置總能耗降低1.76 kgEO/t。

[1] 張東升. 煉廠連續(xù)重整裝置操作條件優(yōu)化研究[D]. 呼和浩特: 內(nèi)蒙古大學, 2016.

[2] 王瑩波. 重整裝置的節(jié)能措施及建議[J]. 河南化工, 2009, 26(3): 45-46.

[3] 劉宏杰, 喻波, 秦衛(wèi)龍. 青島煉化1.8 Mt/a連續(xù)重整裝置節(jié)能分析[J]. 煉油技術(shù)與工程, 2016, 46(9): 57-60.

[4] 邵文, 劉傳強, 栗雪云, 等. 2.2 Mt/a連續(xù)重整裝置的標定[J]. 石油與天然氣化工, 2011, 40(6): 581-584.

[5] 秦永強. 重整裝置的節(jié)能改造[J]. 煉油技術(shù)與工程, 2003, 33(8): 55-57.

[6] 殷磊, 祁小榮. 催化重整裝置能耗分析及節(jié)能措施[J]. 中國石油和化工標準與質(zhì)量, 2013(18): 83.

[7] 周月平. 連續(xù)重整裝置節(jié)能途徑的探討[J]. 化學工業(yè)與工程技術(shù), 2006, 27(2): 37-40.

[8] 馬曉明. 連續(xù)重整裝置模擬與節(jié)能研究[D]. 青島: 青島科技大學, 2012.

[9] 曹文磊. 連續(xù)重整裝置節(jié)能的途徑與方法[J]. 石化技術(shù), 2002, 9(4): 220-223.

[10] 張方方. 大型化連續(xù)重整裝置的節(jié)能設(shè)計[J]. 石油煉制與化工, 2009, 40(5): 53-56.