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)。
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)。
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)
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]。
1.3.1 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)。
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)
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
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⑵c(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。
(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。