王寶金，閻 龍，王明文，劉洪崗

(1.中國(guó)石化上海石油化工股份有限公司，上海 200540；2.中國(guó)石化石油化工科學(xué)研究院)

基金項(xiàng)目：中國(guó)石油化工股份有限公司合同項(xiàng)目(117017)。

加熱爐是延遲焦化(簡(jiǎn)稱(chēng)焦化)裝置的關(guān)健設(shè)備，焦化加熱爐的主要作用是為焦化反應(yīng)提供必要的熱量，在不發(fā)生嚴(yán)重結(jié)焦而影響加熱爐運(yùn)行的條件下，允許適當(dāng)?shù)牧鸦徒Y(jié)焦反應(yīng)[1]。由于加熱爐的工作條件較為苛刻，無(wú)法通過(guò)有效試驗(yàn)技術(shù)手段對(duì)原料在加熱爐內(nèi)沿爐管流動(dòng)及反應(yīng)過(guò)程進(jìn)行檢測(cè)，難以直接獲得在爐管內(nèi)物料的組成、轉(zhuǎn)化率、汽化率等工藝參數(shù)的分布規(guī)律，無(wú)法滿足加熱爐優(yōu)化設(shè)計(jì)及生產(chǎn)操作的需要[2-3]?；诖?，本研究以國(guó)內(nèi)某石化企業(yè)1.0 Mt/a延遲焦化裝置的加熱爐為例，建立加熱爐的數(shù)學(xué)模型，對(duì)焦化原料在加熱爐內(nèi)的組成分布、流動(dòng)狀態(tài)等參數(shù)進(jìn)行分析，以期對(duì)工業(yè)加熱爐的設(shè)計(jì)、運(yùn)行、優(yōu)化提供一定的參考依據(jù)。

1 模型開(kāi)發(fā)

為了準(zhǔn)確描述焦化加熱爐內(nèi)的流動(dòng)介質(zhì)，加熱爐的數(shù)學(xué)模型中應(yīng)包括動(dòng)力學(xué)、物性、物料平衡等基礎(chǔ)模型。由于加熱爐的運(yùn)行情況較為苛刻，完全準(zhǔn)確描述爐管內(nèi)介質(zhì)的運(yùn)行狀態(tài)非常困難，故特作如下假定：①假設(shè)各管程爐管中物料分配均勻，受熱情況相同，將其中任一管程作為建立模型的單元；②假設(shè)爐管內(nèi)每一個(gè)微元段內(nèi)介質(zhì)物性、流動(dòng)狀況一致；③假設(shè)加熱爐原料在進(jìn)入對(duì)流室入口前不發(fā)生熱轉(zhuǎn)化反應(yīng)；④假設(shè)汽油、柴油與蠟油在加熱爐內(nèi)不發(fā)生反應(yīng)。

1.1 動(dòng)力學(xué)模型

在加熱爐內(nèi)發(fā)生的反應(yīng)一般是在500 ℃以下進(jìn)行的，在此溫度以下發(fā)生的管內(nèi)反應(yīng)一般可認(rèn)為是液相反應(yīng)，可忽略氣相中反應(yīng)的影響。根據(jù)熱反應(yīng)機(jī)理，構(gòu)建了如圖1所示的動(dòng)力學(xué)反應(yīng)網(wǎng)絡(luò)，動(dòng)力學(xué)方程如式(1)～式(3)所示。然后以中國(guó)石化上海石油化工股份有限公司(簡(jiǎn)稱(chēng)上海石化)減壓渣油(簡(jiǎn)稱(chēng)減渣)為原料，以文獻(xiàn)[4]的方法獲得了相應(yīng)的動(dòng)力學(xué)參數(shù)，減渣性質(zhì)如表1所示，動(dòng)力學(xué)參數(shù)如表2所示。

圖1 爐管內(nèi)動(dòng)力學(xué)反應(yīng)網(wǎng)絡(luò)

(1)

(2)

(3)

式中：CA為渣油濃度，kmol/m3；Ci為產(chǎn)物i的濃度，kmol/m3；kAi、kHj為動(dòng)力學(xué)參數(shù)；A0為指前因子，s-1；E為活化能，kJ/mol；T為溫度，K；t為時(shí)間，s；H代表產(chǎn)物重蠟油，i代表產(chǎn)物，j代表除重蠟油以外的其他產(chǎn)物。

表1 減渣主要性質(zhì)

表2 動(dòng)力學(xué)參數(shù)

1.2 物性模型

在物性模型計(jì)算中使用的主要物性包括焓、平均相對(duì)分子質(zhì)量、臨界性質(zhì)、氣體黏度、液體黏度、氣體比熱、液體比熱、氣體與液體的導(dǎo)熱系數(shù)等[5-6]。

1.3 反應(yīng)器模型

1.3.1 物料平衡方程焦化反應(yīng)器內(nèi)介質(zhì)黏度較高，反應(yīng)器長(zhǎng)徑比(反應(yīng)器的爐管長(zhǎng)度與直徑的比值)較大，根據(jù)上述特點(diǎn)反應(yīng)器內(nèi)介質(zhì)的流動(dòng)狀態(tài)可以近似適用于平推流模型?；谄酵屏鞣磻?yīng)器，建立了反應(yīng)器爐管內(nèi)的物料平衡方程，如式(4)、式(5)所示。

(4)

ri=kicf,i

(5)

式中：i、j分別為反應(yīng)與組分的序號(hào)(i=1～6，j=1～5)；aij為反應(yīng)計(jì)量系數(shù)；ri為反應(yīng)速率，kmol/(m3·s)；ki為反應(yīng)速率常數(shù)，s-1；z為爐管軸向位置，m；din為管內(nèi)徑，m；Fj為進(jìn)料中的組分流率，kmol/s；cf,i為組分濃度，kmol/m3。

1.3.2 能量平衡方程在建立能量平衡方程時(shí)，假設(shè)每一根爐管和微元面積傳熱量?jī)H與傳熱面積有關(guān)，忽略爐膛溫度分布、爐管內(nèi)結(jié)垢，爐管壁溫度差等因素的影響。加熱爐爐管能量平衡方程如式(6)所示。

(6)

式中：ΔH為反應(yīng)熱，kJ/kmol，反應(yīng)熱計(jì)算按照文獻(xiàn)[7]進(jìn)行計(jì)算；cpj為熱容，kJ/(kmol·K)；din為管內(nèi)徑，m；Q為平均熱強(qiáng)度，kW/m2。

1.3.3 壓降方程將管內(nèi)氣液兩相當(dāng)均質(zhì)流處理，產(chǎn)生的總壓力降等于油品在水平管內(nèi)產(chǎn)生的壓力降(ΔP1)和經(jīng)過(guò)急轉(zhuǎn)回彎頭所產(chǎn)生的壓力降(ΔP2)兩者之和[8]，如式(7)所示。ΔP1與ΔP2的計(jì)算方法如式(8)所示。

ΔP=ΔP1+ΔP2

(7)

(8)

式中：ΔP為壓力降，Pa；λ為摩擦因數(shù)；L為微元段長(zhǎng)度，m；Le為回彎頭當(dāng)量長(zhǎng)度，m；di為管內(nèi)徑，m；wm為微元段內(nèi)油品平均流速，m/s；ρm為微元段內(nèi)油品密度(隨管內(nèi)溫度變化而變化，330～495 ℃)，kg/m3。

1.3.4 相平衡模型與反應(yīng)熱相平衡方程采用SRK方程，如式(9)所示，參數(shù)a、b的計(jì)算如式(10)、式(11)所示。

(9)

(10)

(11)

式中：p為壓力，kPa；V為摩爾體積，m3/kmol；R為氣體常數(shù)，8.314 5 m3·kPa/(kmol·K)；a為溫度函數(shù)；b為體積常數(shù)；n、m為組分?jǐn)?shù)目；xi為組分的摩爾分?jǐn)?shù)；αi為純組分的溫度函數(shù)；bi為純組分的體積函數(shù)。

2 加熱爐主要結(jié)構(gòu)參數(shù)與操作參數(shù)

以國(guó)內(nèi)某石化企業(yè)1.0 Mt/a延遲焦化裝置的加熱爐為研究對(duì)象，該爐為雙室四管程水平管立式爐，每組爐管受熱情況類(lèi)似，操作參數(shù)較為接近，因此以一組爐管的操作參數(shù)為代表。加熱爐主要結(jié)構(gòu)參數(shù)與操作參數(shù)如表3所示。

表3 加熱爐主要參數(shù)

3 結(jié)果與討論

3.1 模型驗(yàn)證

模擬數(shù)據(jù)與現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)的比較如表4所示。從表4可以看出，輻射段出口溫度、出口壓力、對(duì)流段出口溫度等參數(shù)的現(xiàn)場(chǎng)值與預(yù)測(cè)值基本一致，對(duì)流段進(jìn)出口的現(xiàn)場(chǎng)值與預(yù)測(cè)值較為接近，出口汽化率、轉(zhuǎn)化率等性質(zhì)無(wú)法獲得現(xiàn)場(chǎng)值，預(yù)測(cè)值符合焦化加熱爐的常規(guī)認(rèn)識(shí)，這說(shuō)明模型計(jì)算結(jié)果較為可靠。

表4 模擬數(shù)據(jù)與現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)的比較

3.2 工況分析

由于輻射段溫度較高，焦化加熱爐中的反應(yīng)基本發(fā)生在加熱爐輻射段，為了縮短管內(nèi)介質(zhì)在高溫段的停留時(shí)間，一般要注入蒸汽，以避免或延緩加熱爐的快速結(jié)焦，延長(zhǎng)加熱爐的運(yùn)行周期，本研究在第19根爐管注入蒸汽。在進(jìn)行模擬計(jì)算時(shí)，將每根爐管作為一個(gè)微元段，每個(gè)微元段的出口即為下個(gè)微元段的入口，從第一個(gè)微元段開(kāi)始逐段進(jìn)行計(jì)算，最后計(jì)算至輻射段出口端的第24根爐管。對(duì)于介質(zhì)壓力、汽化率、轉(zhuǎn)化率、液相組成、氣相組成等性質(zhì)在每個(gè)微元段的入口、出口變化較大，一般不用性質(zhì)平均值來(lái)表示微元段的變化，這時(shí)計(jì)算節(jié)點(diǎn)為25個(gè)。對(duì)于流速、停留時(shí)間、液相溫度，適宜用性質(zhì)平均值來(lái)表示微元段的變化，這時(shí)對(duì)應(yīng)的計(jì)算節(jié)點(diǎn)為24個(gè)。

3.2.1 輻射段流速、溫度與停留時(shí)間分布加熱爐運(yùn)行時(shí)，管內(nèi)介質(zhì)為減渣、蒸汽及減渣裂化產(chǎn)物的混合物。沿爐管長(zhǎng)度的管內(nèi)介質(zhì)流速、停留時(shí)間的分布如圖2所示。由圖2可以看出：隨著介質(zhì)流動(dòng)經(jīng)過(guò)的爐管長(zhǎng)度增加，介質(zhì)流速逐漸增加，特別是在第19根爐管注入蒸汽后，流速迅速增加，在第19根爐管后管內(nèi)介質(zhì)呈高速流動(dòng)；隨著介質(zhì)流速增加，沿流經(jīng)爐管方向，單根爐管內(nèi)停留時(shí)間越來(lái)越短。由于沿爐管管內(nèi)介質(zhì)溫度升高，流速增加、停留時(shí)間縮短有利于減緩在高溫區(qū)的結(jié)焦趨勢(shì)。

圖2 沿爐管長(zhǎng)度的管內(nèi)介質(zhì)流速、停留時(shí)間分布★—介質(zhì)流速; ■—停留時(shí)間

沿爐管長(zhǎng)度的液相溫度、停留時(shí)間的變化如圖3所示。由圖3可以看出：隨著介質(zhì)流動(dòng)經(jīng)過(guò)的爐管長(zhǎng)度增加，液相介質(zhì)溫度逐漸增加，介質(zhì)溫度快速增加會(huì)引起減渣在爐管內(nèi)反應(yīng)加快，裂化反應(yīng)與生焦反應(yīng)都會(huì)增加；在經(jīng)過(guò)第19根爐管后，爐管內(nèi)介質(zhì)溫度雖然還在增加，但增加速率減小。這主要是因?yàn)樽⑵蠼橘|(zhì)流速增加，縮短了原料在爐管內(nèi)的停留時(shí)間。停留時(shí)間縮短、流速增加，這些因素有利于減緩結(jié)焦前軀物在爐管的沉積結(jié)焦，另一方面隨著介質(zhì)溫度繼續(xù)升高，減渣的縮合反應(yīng)進(jìn)一步加快，因此對(duì)于特定原料，對(duì)這兩種相反趨勢(shì)進(jìn)行綜合比較才能確定是否有利于減緩爐管的結(jié)焦。

圖3 沿爐管長(zhǎng)度的液相溫度、停留時(shí)間分布★—液相溫度; ●—停留時(shí)間

3.2.2 輻射段壓力、流速、汽化率與轉(zhuǎn)化率分布沿爐管長(zhǎng)度的介質(zhì)壓力、流速的變化如圖4所示。由圖4可以看出：在蒸汽注入點(diǎn)第19根爐管前介質(zhì)流速緩慢增加，在經(jīng)過(guò)蒸汽注入點(diǎn)后流速快速增加，這是因?yàn)檎羝⑷牒蠼档土嗽谝合嘀辛鸦傻挠蜌獾姆謮海偈褂蜌鈴囊合嘀写罅靠焖僖莩?，氣相流量增加，這使得管內(nèi)介質(zhì)的混合流速快速增加；另一方面也因?yàn)闋t管溫度越來(lái)越高，減渣裂化生成了越來(lái)越多的輕質(zhì)油氣，由于流速增加，使得阻力降增加，爐管壓力快速降低，壓力降低也促進(jìn)了液相中輕質(zhì)油氣的進(jìn)一步逃逸，爐管壓力降與流速這兩種因素互相促進(jìn)。

圖4 沿爐管長(zhǎng)度的介質(zhì)壓力、流速變化●—爐管介質(zhì)壓力; ■—流速

沿爐管長(zhǎng)度的加熱爐內(nèi)汽化率、轉(zhuǎn)化率的分布如圖5所示。從圖5可以看出，隨著介質(zhì)流動(dòng)經(jīng)過(guò)的爐管長(zhǎng)度增加，汽化率、轉(zhuǎn)化率都呈增加趨勢(shì)，區(qū)別在于在第19根爐管蒸汽注入點(diǎn)之后汽化率快速增加，而轉(zhuǎn)化率在注入點(diǎn)之前隨爐管長(zhǎng)度增加而快速增加，但在注入點(diǎn)之后增長(zhǎng)較為緩和。

圖5 沿爐管長(zhǎng)度的加熱爐內(nèi)汽化率、轉(zhuǎn)化率分布■—汽化率; ●—轉(zhuǎn)化率

圖6 沿爐管長(zhǎng)度的液相組成變化■—循環(huán)油; ●—減渣; ◆—?dú)怏w; 汽油; ▲—柴油; 蠟油; 蒸汽; ★—結(jié)焦前軀物

圖7 沿爐管長(zhǎng)度的氣相組成變化■—?dú)怏w; ●—汽油; ▲—柴油; 蠟油; 減渣; ◆—蒸汽; ★—循環(huán)油; ×—結(jié)焦前軀物

3.2.3 輻爐段內(nèi)液相與氣相組成沿爐管長(zhǎng)度的液相組成和氣相組成變化分別見(jiàn)圖6和圖7。由圖6可以看出，在第19根爐管蒸汽注入點(diǎn)后部分組分分布出現(xiàn)了變化，如渣油含量從下降到增加，汽油、柴油、蠟油液相含量則從上升變成了下降，這主要是因?yàn)樵谧⑵c(diǎn)注入的蒸汽改變了油氣分壓，使得液相中的大量輕質(zhì)油氣進(jìn)入氣相，從而改變了液相組成。由圖7可以看出，在注汽點(diǎn)之后，氣體、汽油、柴油的含量在氣相中快速下降，而蒸汽、循環(huán)油的氣相含量快速上升，這些組分含量變化的原因主要由于注汽后油氣分壓變化導(dǎo)致部分液相組分進(jìn)入到氣相，從而改變了氣相組成。

4 結(jié) 論

(1) 在減壓渣油動(dòng)力學(xué)模型、物性模型的基礎(chǔ)上建立延遲焦化反應(yīng)器模型，采用現(xiàn)場(chǎng)工藝數(shù)據(jù)對(duì)模型進(jìn)行驗(yàn)證，模擬計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)吻合較好，說(shuō)明本模型具有一定可靠性。通過(guò)模型的模擬計(jì)算，對(duì)加熱爐內(nèi)關(guān)鍵參數(shù)的變化趨勢(shì)進(jìn)行考察，分析參數(shù)之間的相互關(guān)系和對(duì)關(guān)鍵參數(shù)的影響因素，為焦化加熱爐的設(shè)計(jì)、操作與優(yōu)化提供理論基礎(chǔ)。

(2) 隨著介質(zhì)流動(dòng)經(jīng)過(guò)的爐管長(zhǎng)度增加，介質(zhì)的流速逐漸增加，特別是經(jīng)過(guò)爐管注汽點(diǎn)之后，流速迅速增加，這有利于減緩在高溫區(qū)的結(jié)焦趨勢(shì)；另一方面由于介質(zhì)溫度繼續(xù)升高，根據(jù)反應(yīng)動(dòng)力學(xué)縮合反應(yīng)會(huì)進(jìn)一步加快，對(duì)于特定原料，對(duì)這兩種相反趨勢(shì)進(jìn)行綜合比較才能確定相關(guān)操作是否有利于減緩爐管的結(jié)焦。

(3) 隨著介質(zhì)流動(dòng)經(jīng)過(guò)的爐管長(zhǎng)度增加，管內(nèi)汽化率、轉(zhuǎn)化率都呈增加趨勢(shì)，但在爐管注汽點(diǎn)之后汽化率快速增加，而轉(zhuǎn)化率增長(zhǎng)較為緩和。爐管注汽點(diǎn)蒸汽的注入改變部分組分在管內(nèi)的分布，主要原因是注入蒸汽改變了油氣分壓，使得液相、氣相發(fā)生明顯的傳質(zhì)過(guò)程，從而改變了液相、氣相組成。