王 輝，馬致遠，聞明科，于愛軍，王長吉

(中海石油中捷石化有限公司，河北 滄州 061101)

柴油加氫精制裝置主要控制參數(shù)包括氫分壓、反應溫度、氫油比、空速等[1]。其中氫分壓對產品質量、催化劑使用壽命均有重要影響,所以維持穩(wěn)定的氫分壓對加氫過程顯得格外重要,當加氫裝置的反應系統(tǒng)壓力波動較大時,會導致氫分壓波動,造成產品質量波動。此外,反應系統(tǒng)的壓力頻繁大幅波動,還可能導致催化劑破碎以及螺栓松弛、法蘭面泄漏、高溫油氣泄漏等,導致閃爆、燃燒等事故。所以,為了保證裝置的安全、平穩(wěn)運行,維持穩(wěn)定的系統(tǒng)壓力顯得格外重要。以下針對某加氫裝置加熱爐部分壓力波動情況進行原因分析并提出解決方案,最后完成整改驗證。

1 裝置及壓力波動情況簡述

某公司0.80 Mt/a柴油加氫精制裝置于2016年開工成功,設計原料為直餾柴油摻煉部分催化裂化柴油,裝置開工后主要以直餾柴油為原料,生產國Ⅵ柴油,副產少量石腦油[2]。反應部分采用爐前混氫和冷高壓分離器流程,反應進料加熱爐為兩段箱式爐,裝置工藝流程如圖1所示。

圖1 裝置工藝流程

裝置原料性質實際值與設計值的對比見表1,操作參數(shù)實際值與設計值的對比見表2。

表1 原料性質設計值與實際值的對比

表2 操作參數(shù)實際值與設計值的對比

由于實際加工原料性質與設計原料性質存在差異,導致生產過程中實際反應放熱量少,反應器出入口溫升較設計值低。因此,反應加熱爐需要一直高負荷運行,反應進料加熱爐爐膛溫度經(jīng)常超過800 ℃的設計高限值。為此,2019年裝置檢修期間,對加熱爐進行優(yōu)化改造,在加熱爐整體改動不大的情況下,每個輻射室上部增加兩根爐管,兩個輻射室共增加4根爐管,新增的爐管材質和規(guī)格與原爐管一致。加熱爐改造后的爐管布置見圖2。

圖2 加熱爐改造后的爐管布置1—新增加熱爐爐管; 2—新增加熱爐爐管回彎頭; 3—新增加熱爐直管接管

裝置檢修開工后,加熱爐爐膛溫度滿足設計指標,但是當加工負荷提高至95 t/h時,反應器入口壓力出現(xiàn)周期性波動,而且加熱爐出口管線出現(xiàn)周期性振動,與壓力波動周期相吻合。反應進料加熱爐入、出口壓力波動情況見圖3。

圖3 反應進料加熱爐入口、出口壓力波動情況●—加熱爐出口; ▲—加熱爐入口

由圖3可以看出,加熱爐入口壓力波動最大可達0.369 MPa。加熱爐入口壓力波動大的同時,循環(huán)氫流量波動也較大,最大波動量約為5 000 m3/h,循環(huán)氫流量波動大會嚴重影響反應器內物料分布及停留時間,影響反應效能穩(wěn)定發(fā)揮[3]。當處理量降至95 t/h以下時,反應系統(tǒng)壓力及循環(huán)氫流量波動隨即消除,同時加熱爐出口的振動也隨之消失。

2 反應系統(tǒng)壓力波動原因分析

2.1 原料性質分析

如果原料中含有大量水,水汽化會引起裝置壓力變化,惡化各控制回路的運行。因此,一般加氫裝置設計時,要求原料油中水質量分數(shù)不高于300 μg/g[1]。壓力波動出現(xiàn)后,取樣分析原料柴油性質,分析數(shù)據(jù)見表3。由表3可以看出,該原料油性質與設計值相近,水含量也滿足設計要求。此外,操作人員在對原料油緩沖罐切水作業(yè)時,也未發(fā)現(xiàn)明水,因此可以排除原料油中含水造成反應系統(tǒng)壓力波動。

表3 出現(xiàn)壓力波動時所采原料油的性質

2.2 其他方面分析

可能引起系統(tǒng)壓力出現(xiàn)波動的原因很多,如:氣體或液體的大量補入或外排都會導致系統(tǒng)壓力上升或降低;儀表、閥門等設備故障也會間接引起系統(tǒng)壓力的變化;反應系統(tǒng)加熱爐等部位加熱出現(xiàn)波動,會導致反應物流汽化率變化,從而導致壓力的變化等。以下對上述情況分別進行排查、討論。

2.2.1 氫氣系統(tǒng)

反應系統(tǒng)壓力的控制,主要靠新氫的補充以及高壓分離器氣的外排[4]。由于本裝置循環(huán)氫純度一直可以滿足生產需求,高壓分離器外排氣閥一直是關閉狀態(tài)。因此,補充氫量的波動可能導致系統(tǒng)壓力變化。在出現(xiàn)系統(tǒng)壓力波動時,對新氫壓縮機氣閥及返回線調節(jié)閥進行了檢查,結果是氣閥無雜音、排氣溫度在正常范圍內,因此基本可以排除新氫壓縮機本體故障造成的系統(tǒng)壓力波動。此后,將新氫壓縮機返回線調節(jié)閥改為手動操作,調節(jié)閥與集散控制系統(tǒng)(DCS)調節(jié)開度顯示一致,且現(xiàn)場調節(jié)閥開關正常。在調節(jié)過程中,反應系統(tǒng)壓力波動現(xiàn)象沒有緩解,所以排除壓縮機返回線調節(jié)閥對系統(tǒng)壓力的影響。

接下來,針對循環(huán)氫壓縮機進行系統(tǒng)檢查。裝置的循環(huán)氫壓縮機為背壓式離心壓縮機,以汽輪機驅動。通過現(xiàn)場及DCS排查,中壓蒸汽壓力及溫度在正常范圍之內,循環(huán)氫壓縮機出口壓力和流量與加熱爐出口壓力同步波動,分析主要因為加熱爐系統(tǒng)出口壓力波動引起加熱爐入口壓力波動,從而造成循環(huán)氫壓縮機出口波動,最終造成循環(huán)氫流量的波動。提高氫油比能夠提高原料油的霧化效果[5],隨后將汽輪機轉速由9 100 r/min提高至9 200 r/min,壓力波動仍未消除,隨后又降至8 600 r/min,壓力波動情況略微減緩但仍未消除。觀察離心式壓縮機出口防喘振線調節(jié)閥正常,壓縮機工作正常無喘振工況的發(fā)生。所以排除循環(huán)氫壓縮機系統(tǒng)對反應系統(tǒng)壓力的影響。

最后對高壓分離器和低壓分離器液位、壓力控制調節(jié)閥進行現(xiàn)場確認,通過對現(xiàn)場及DCS顯示及調節(jié)對比,發(fā)現(xiàn)壓力波動過程中,高、低壓分離器液位正常,壓力控制調節(jié)閥正常,所以排除壓力控制閥故障造成反應系統(tǒng)壓力的波動。

2.2.2 油路系統(tǒng)

對原料油緩沖罐、原料油泵、過濾器(及其切斷閥)、高壓換熱器系統(tǒng)進行了檢查分析。結果顯示:原料油緩沖罐壓力穩(wěn)定,一直處于0.5 MPa,未發(fā)現(xiàn)異常;原料油過濾器切斷閥開關正常,無泄漏情況發(fā)生,無異常;機泵出口單向閥及調節(jié)閥、機泵出口壓力均在正常范圍之內,無異常;通過對機泵進行切換操作,排除了原料泵造成的反應系統(tǒng)壓力波動,只是機泵出口流量與系統(tǒng)壓力波動吻合,出現(xiàn)小幅度波動,分析是由系統(tǒng)壓力波動引起的流量波動;如果高壓換熱器泄露只會造成產品質量波動,對反應系統(tǒng)壓力影響微乎其微,通過對產品質量分析,未發(fā)現(xiàn)異常。綜上,可以排除油路系統(tǒng)設備及儀表元件造成反應系統(tǒng)壓力的波動。

2.2.3 注水系統(tǒng)及胺液系統(tǒng)

通過對注水泵及貧胺液泵進行排查發(fā)現(xiàn),注水泵和貧胺泵出口單向閥及調節(jié)閥、出口壓力均在正常范圍之內,無異常。通過對備用泵進行切換操作,反應系統(tǒng)壓力波動也未消除,所以可排除注水泵及貧胺液泵故障造成的反應系統(tǒng)壓力波動。只是注水及貧胺液流量與系統(tǒng)壓力波動吻合,出現(xiàn)小幅度波動,分析是由系統(tǒng)壓力波動引起的流量波動。對富胺液系統(tǒng)進行排查,將壓力調節(jié)閥及液位控制調節(jié)閥改成手動控制,反應系統(tǒng)壓力波動未消除,所以排除了富胺液系統(tǒng)對反應系統(tǒng)壓力波動造成的影響。

2.2.4 加熱爐系統(tǒng)

柴油加氫裝置反應加熱爐采用的是純輻射方爐,爐管水平布置。管內介質的流動狀態(tài)可能會導致爐管壓降的變化[6]。對流體的流動狀態(tài)研究主要集中在單相流體的流動狀態(tài)研究。由于柴油加氫裝置為氣液二相流,即同時存在氣液兩種相態(tài)。對兩相流的研究國內外相對較少,氣液兩相流在水平和垂直管存在不同的流型。

0.80 Mt/a加氫裝置大部分管道為水平直管,包括反應加熱爐爐管也為水平布置。在直管中兩相流的典型流型包括分散泡狀流、延長泡狀流、分層流、段塞流、環(huán)狀流等[7]。在系統(tǒng)壓力波動時,加熱爐進出口壓力呈現(xiàn)出相反的波動規(guī)律;且在加熱爐出口可以聽見明顯的氣流噪音和管線振動狀況?？赡苁且驗樵诩訜釥t爐管內,隨著溫度的升高,原料的汽化率同時升高,爐內的流型轉變?yōu)槎稳鞯攘餍?使加熱爐內阻力升高而產生周期性壓力脈動。

通過對DCS歷史趨勢分析發(fā)現(xiàn),每次加熱爐出口壓力波動時都伴隨著爐膛溫度的升高。一般情況下,爐膛溫度與被加熱介質的溫度同時升高,此時被加熱物料的汽化率會提高,流體在管道內的流速相應提高。由此推測,可能由于反應物流在加熱爐爐管內的汽化率提高,導致爐出口管道匯合點出現(xiàn)擾動,最終導致系統(tǒng)壓力出現(xiàn)周期性波動。

為了驗證以上推測,使用熱成像對加熱爐出口管線進行檢測。檢測位置見圖4,熱成像結果見圖5。

圖4 檢測位置(單位:mm)

圖5 熱成像結果

通過觀察熱成像結果發(fā)現(xiàn),加熱爐出口左右兩側爐管在三通處混合,出現(xiàn)了溫度不均勻現(xiàn)象,推測可能為兩側爐管氣液兩相間歇性分布不均,當汽化率增大時氣相流速過快,液相帶出不順利,導致在管內積聚。由于存在一定的液相累積,當加熱到一定程度后迅速汽化排出,反應物流排出后推動力消失,重新逐步累積液相,如此造成反應物流間斷排出,印證了加熱爐出口兩路管線溫度不同的現(xiàn)象。

圖5中,左側為加熱爐西側出口爐管,右側為東側出口爐管。此時加熱爐兩路出口溫度均控制在325 ℃,并且兩路溫差不超過1 ℃。當系統(tǒng)壓力波動與不波動情況下,熱成像總貌基本保持不變,通過觀察可以看出左右兩側爐管在三通處混合過程中出現(xiàn)了溫度不均勻情況,東側高溫范圍明顯大于西側。

查閱配管圖結合現(xiàn)場診斷,確定是由于汽化后的氣液兩相在提升和匯合過程中容易形成旋轉流,阻礙了氣液兩相順利排出,從而導致間歇性噴射造成壓力周期性波動。

3 改造方案及實施

為驗證上述分析結果,運用計算流體力學方法對加熱爐出口管線進行模擬,現(xiàn)有工況運算結果見圖6[2]。由圖6可知,反應物流自加熱爐出口流入管段Ⅱ后,由于慣性,在經(jīng)過第一個彎頭時,液體主要沿外壁流動,使得外壁處的液體濃度較大,靠近內壁一側主要為氣體。流體流出管段Ⅱ,經(jīng)第二個彎頭流入管段Ⅲ時,由于慣性的影響,液體主要在第二個彎頭外壁流動。在管段Ⅲ后部流動階段,在重力作用下,液體逐步在此匯合并向下匯集,這使得液體在管段Ⅲ中形成了明顯的旋轉流動[2]。所以,可以確定該旋轉流是造成加熱爐出口管線振動的主要原因。

圖6 運算結果

結合流體力學運算結果,為加熱爐出口管線改造提供了有力依據(jù),改造方案見圖7。隨后對改造后的加熱爐出口配管管線進行流體力學核算,核算結果見圖8[2]。

圖7 加熱爐出口管線改造方案(單位:mm)

圖8 改造后運算結果

經(jīng)過流體力學核算,發(fā)現(xiàn)去掉原始管段Ⅱ后,加熱爐出口流體先匯合再提升,氣液兩相在水平段與上升段基本沿管線的一側流動,未出現(xiàn)沿軸向旋轉的情況。問題解決后,委托設計院進行加熱爐出口管線的核算及設計,并于2022年檢修期間完成改造。

4 裝置標定

該加氫裝置加熱爐出口管線經(jīng)過檢修改造后,于2022年7月成功開工,加工原料為直餾柴油,原料性質見表4,反應系統(tǒng)操作條件見表5,物料平衡數(shù)據(jù)見表6,產品性質見表7。

表4 標定期間的原料性質

表5 標定期間的反應系統(tǒng)操作條件

表6 標定期間的物料平衡數(shù)據(jù)

表7 標定期間的產品性質

通過標定數(shù)據(jù)可得,裝置加工量達到118 t/h,滿足裝置設計的110%操作彈性,主要產品性質及收率也滿足設計要求。最重要的是解決了因裝置提高加工量而造成反應系統(tǒng)壓力波動的隱患,開工后,加熱爐出口操作壓力一直處于穩(wěn)定狀態(tài),見圖9(截取2022年7月8日的數(shù)據(jù)為例)?，F(xiàn)場觀察,加熱爐出口管線無振動。

圖9 改造后加熱爐出口壓力變化曲線

5 結 論

針對加氫精制裝置在運行過程中出現(xiàn)的反應系統(tǒng)壓力波動安全隱患,通過系統(tǒng)性地檢查分析,最終通過熱成像及流體力學運算找出癥結所在,隨后對加熱爐出口管線重新核算并改造。再次開工后的標定結果表明,該裝置不僅徹底消除了系統(tǒng)壓力波動問題,而且加工量達到設計的操作彈性,可以保證裝置安全、高效地運行。該項目的成功實施,給其他裝置提供了解決系統(tǒng)壓力波動的參考。