朱澤強(qiáng)

（中國石化鎮(zhèn)海煉化公司，浙江寧波 315207）

裂解爐是乙烯裝置的核心設(shè)備，原料經(jīng)過裂解爐高溫?zé)崃呀猱a(chǎn)生乙烯。在裂解反應(yīng)生產(chǎn)乙烯、丙烯的同時(shí)，伴隨發(fā)生生焦、生碳的二次反應(yīng)，在裂解爐管表面形成焦層影響傳熱效率，造成爐管壁溫隨著運(yùn)行時(shí)間增加而升高，不利于生產(chǎn)運(yùn)行，因此需定期進(jìn)行在線燒焦。采用蒸汽、空氣燒焦，燒焦氣通過清焦罐排放進(jìn)入大氣或返回爐膛。燒焦氣含有雜質(zhì)，也含有少量焦粉，直接排放進(jìn)入大氣會(huì)造成污染；燒焦氣返爐膛雖然能解決排放問題，但在生產(chǎn)運(yùn)行以及安全方面會(huì)帶來潛在風(fēng)險(xiǎn)，需要技術(shù)管理人員繼續(xù)摸索優(yōu)化解決方案。

1 流程簡介

某企業(yè)2#乙烯裂解裝置設(shè)計(jì)產(chǎn)能120 萬噸/年，采用國內(nèi)自主開發(fā)設(shè)計(jì)9 臺CBL 乙烯裂解爐，每臺裂解爐的公稱能力為年產(chǎn)乙烯15 萬噸。其中，8 臺裂解爐F-001～F-008 采用雙輻射室、單對流室的結(jié)構(gòu)型式，1 臺裂解爐F-009 采用單輻射室、單對流室的結(jié)構(gòu)型式。以雙爐膛液體爐為例，雙爐膛液體爐為F003～F008，采用A/B爐膛共計(jì)八大組原料進(jìn)料，每大組有12根爐管，燒焦時(shí)A/B爐膛燒焦氣經(jīng)清焦大閥進(jìn)入清焦罐脫除顆粒較大的焦粉，清焦罐罐頂出口設(shè)置雙流程，用電動(dòng)閥進(jìn)行隔離，一路放空至大氣，另一路一分為二分別進(jìn)入A/B爐膛各大組底部爐底板，具體流程如圖1所示。

圖1 裂解爐燒焦氣返爐膛流程

2 風(fēng)險(xiǎn)識別

為深入推進(jìn)燒焦氣返爐膛，通過文獻(xiàn)了解[1-2]、調(diào)研，經(jīng)攻關(guān)團(tuán)隊(duì)多次討論評估，識別燒焦氣返爐膛過程中潛在的主要風(fēng)險(xiǎn)并制定相應(yīng)的措施，如表1所示。

表1 燒焦氣返爐膛風(fēng)險(xiǎn)與改進(jìn)措施

（1）退料燒焦后，原料管線吹掃不徹底導(dǎo)致部分物料隨燒焦氣進(jìn)入爐膛燃燒，造成爐管表面超溫。

措施：裂解爐退料完畢后，用稀釋蒸汽對原料管線進(jìn)行大氣量吹掃，一般原料調(diào)節(jié)閥開至50%以上，吹掃時(shí)間不少于20分鐘，直至對應(yīng)組原料橫跨段壓力先上升后下降，對應(yīng)組COT明顯下降，說明原料吹掃已完成。

（2）燒焦氣返爐膛時(shí)凝液進(jìn)入爐膛，損壞爐內(nèi)襯里。

措施：打開爐底燒焦氣管線末端導(dǎo)淋提前排液，同時(shí)高溫?zé)箽膺M(jìn)入管線時(shí)做好暖管脫液。

（3）裂解氣大閥切換至燒焦大閥過程中，裂解氣倒竄入爐膛。

措施：裂解氣大閥采用機(jī)械連桿設(shè)計(jì)，裂解氣大閥關(guān)小至一定程度時(shí)，燒焦小閥在機(jī)械連桿作用下開啟。一般不會(huì)因大閥正常切換造成裂解氣反竄，切換過程按正常步驟進(jìn)行，只需關(guān)注裂解氣大閥閥前壓力變化。

（4）對流段溫度高，存在SS超溫風(fēng)險(xiǎn)。

措施：在返爐膛操作前，SS 溫度提前降至490～500 ℃，增加減溫水調(diào)節(jié)余量。同時(shí)，返爐膛時(shí)需及時(shí)關(guān)小風(fēng)門。

（5）爐膛負(fù)壓波動(dòng)大甚至正壓。

措施：燒焦氣返爐膛時(shí)，煙氣系統(tǒng)比較脆弱，負(fù)壓波動(dòng)較大，在調(diào)整風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速時(shí)建議手動(dòng)控制；同時(shí)返回的燒焦氣需要通過裂解氣大閥控制流量，逐步并入爐膛，使操作過程總體受控。

（6）部分火嘴燃燒不佳。

燒焦氣返爐膛可能會(huì)影響裂解爐爐膛內(nèi)的熱場分布，部分火嘴可能燃燒不佳，建議返爐膛結(jié)束后，對整個(gè)爐膛燃燒情況整體檢查一遍。

（7）COT 波動(dòng)大，造成爐管內(nèi)焦層脫落堵塞爐管。

裂解爐運(yùn)行末期，爐管內(nèi)焦層較厚，因焦層與爐管熱膨脹系數(shù)不同，如果COT大幅波動(dòng)，焦塊很有可能會(huì)脫落堵塞爐管。爐出口燒焦氣780 ℃，經(jīng)線性鍋爐回收熱量后一般在400 ℃左右，與高溫爐膛相比溫度偏低。因此燒焦氣返爐膛時(shí)需要控制返爐膛速度，及時(shí)調(diào)整燃?xì)獗苊鉁囟却蠓炔▌?dòng)。

措施：氣體爐相對液體爐而言，焦層密實(shí)且硬度高，剝落堵塞爐管概率較大，因此返爐膛操作優(yōu)先選取液體爐進(jìn)行優(yōu)化。延長裂解氣大閥關(guān)閥過程，通過控制流量逐步把燒焦氣引入爐膛，同時(shí)通過關(guān)小風(fēng)門調(diào)整燃料氣，盡量減少COT變化。

3 實(shí)施過程及效果

3.1 煙氣返爐膛實(shí)施過程

在燒焦氣返爐膛實(shí)施過程中，暖管過程較為順利，脫液不多且脫液完畢后導(dǎo)淋保持打開狀態(tài)，無凝液進(jìn)入爐膛，期間也未出現(xiàn)爐管超溫情況，裂解爐COT 波動(dòng)在25 ℃左右，SS 溫度最高控制在500 ℃，總體穩(wěn)定、風(fēng)險(xiǎn)可控，具體實(shí)施步驟如下：

（1）返爐膛前，裂解爐原料吹掃徹底、COT控制在780 ℃左右，切換為熱備模式，確認(rèn)燒焦大閥后路燒焦氣流程至爐膛暢通。

（2）裂解氣大閥采用機(jī)械連桿方式，摸索得出將A/B爐膛裂解氣大閥關(guān)至36%時(shí)，燒焦小閥才剛開始動(dòng)作，此時(shí)作為一個(gè)燒焦氣剛開始返爐膛的節(jié)點(diǎn)。

（3）分別將A/B爐膛裂解氣大閥關(guān)至30%，風(fēng)門開度分別關(guān)小至30%（起始開度約38%），COT溫度微升10 ℃左右（起始COT約780 ℃），燃料氣用量暫不變，通過調(diào)整風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速控制負(fù)壓，煙氣氧含量波動(dòng)不大，約13.5%。穩(wěn)定10分鐘左右，將管線徹底暖透，同時(shí)在末端導(dǎo)淋進(jìn)行排液處理。

（4）分別將A/B爐膛裂解氣大閥關(guān)至25%，風(fēng)門開度分別關(guān)小至25%（起始開度約38%），COT溫度開始降低，需增加燃料氣用量約200 kg/h，通過調(diào)整風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速控制負(fù)壓，煙氣氧含量開始降低，約10%。注：此步驟負(fù)壓波動(dòng)相對較大。

（5）分別將A/B爐膛裂解氣大閥關(guān)至20%，風(fēng)門開度分別關(guān)小至24%，此時(shí)COT溫度、燃料氣用量相對穩(wěn)定，通過調(diào)整風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速控制負(fù)壓，煙氣氧含量持續(xù)降低，約8.5%。

（6）分別將A/B爐膛裂解氣大閥關(guān)至10%，風(fēng)門開度分別關(guān)小至21%，此時(shí)COT溫度、燃料氣用量相對穩(wěn)定，通過調(diào)整風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速控制負(fù)壓，煙氣氧含量持續(xù)降低，約7.5%。

（7）分別將A/B爐膛裂解氣大閥全關(guān)，風(fēng)門開度分別關(guān)小至20%，燃料氣用量微提50 kg/h，此時(shí)COT 溫度相對穩(wěn)定，通過調(diào)整風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速控制負(fù)壓，煙氣氧含量持續(xù)降低，約6%。

（8）燒焦大閥打開對爐膛工況影響較小，但燒焦大閥開度開至20%時(shí)波動(dòng)相對較大，需穩(wěn)定一段時(shí)間；后續(xù)可按照20%、50%、100%分三步全開AB爐膛燒焦大閥，至此燒焦氣全部返回爐膛。

3.2 燒焦過程

燒焦過程中空氣量逐步增加，由純蒸汽燒焦逐步轉(zhuǎn)為“蒸汽＋空氣”燒焦，爐膛氧含量逐步由6%左右回升至12%左右。

燒焦過程總體穩(wěn)定，但在燒焦初期沒有通入空氣前，第二組、第三組COT溫度相對第一組、第四組爐管溫度偏低60 ℃左右，隨著燒焦空氣逐步通入，各組爐管溫差逐步縮小，如圖2 所示。在整體燒焦過程中，為防止空氣燒焦反應(yīng)劇烈，同時(shí)延長了低溫階段COT在780 ℃左右的停留時(shí)間，讓爐管內(nèi)焦炭在返爐膛過程中穩(wěn)定的逐步去除。

圖2 燒焦期間各組爐管COT變化

3.3 工藝參數(shù)對比

燒焦氣返爐膛操作總體較為成功，風(fēng)險(xiǎn)受控，但部分參數(shù)與返爐膛前相比偏離較大，詳見表2。從參數(shù)上容易發(fā)現(xiàn)：

表2 返爐膛前后參數(shù)比對

（1）因燒焦氣返回爐膛造成煙氣量增加，導(dǎo)致燃料氣消耗增加450 kg/h，折合燃?xì)饽芎脑黾蛹s4 kg標(biāo)油/噸乙烯。

（2）對流段熱量上升較多，排煙溫度上升37 ℃；鍋爐給水預(yù)熱溫度上升40 ℃，基本接近飽和態(tài)；橫跨段溫度上升140 ℃，達(dá)到700 ℃。

（3）風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速上升217轉(zhuǎn)/分，現(xiàn)場運(yùn)行穩(wěn)定，余量滿足要求。

（4）為控制對流段熱量上移，風(fēng)門連桿開度由42%關(guān)小至19%，氧含量同步由13.5%下降至6%，現(xiàn)場燃燒穩(wěn)定，火焰剛性較好。

3.4 對NOX 影響

某企業(yè)2#乙烯裂解裝置采用低氮燒嘴＋SCR模塊進(jìn)行脫硝，裂解爐正常運(yùn)行工況下，引風(fēng)機(jī)出口煙氣中的NOX（干基）能穩(wěn)定控制在較低數(shù)值。在燒焦氣返爐膛過程中，從數(shù)據(jù)看NOX呈下降趨勢。選取脫銷模塊前NOX在線表數(shù)據(jù)，如圖3所示，14:00 燒焦氣返爐膛時(shí)脫硝前NOX由70 mg/Nm3下降至30 mg/Nm3，在后續(xù)燒焦過程中NOX總體穩(wěn)定。主要原因：一是由于裂解爐NOX的產(chǎn)生機(jī)理基本屬于溫度型，因大量氣體進(jìn)入對火焰有一定的分散作用，降低了火焰溫度，從而減少了NOX的產(chǎn)生[3-4]；二是由于煙氣流量增加，NOX濃度得到一定稀釋。

圖3 煙氣返爐膛及燒焦期間NOx、氧含量變化趨勢

4 需重點(diǎn)關(guān)注問題

4.1 鍋爐給水預(yù)熱溫度高

隨著燒焦氣改入爐膛總體煙氣量增加、水蒸氣熱容較高以及燃?xì)庠黾拥榷喾N因素疊加，造成對流段熱量整體偏多，表現(xiàn)為排煙溫度高、鍋爐水預(yù)熱溫度高、橫跨段溫度高。橫跨段溫度因?yàn)橛袦p溫蒸汽可以調(diào)整，能穩(wěn)定控制；排煙溫度對熱效率會(huì)有影響，當(dāng)前對風(fēng)機(jī)運(yùn)行還未造成影響。而鍋爐給水預(yù)熱溫度上升近40 ℃，基本達(dá)到飽和溫度，存在部分氣化造成兩相流沖刷管道的風(fēng)險(xiǎn)。調(diào)整過程中，考慮到裂解爐燒焦?fàn)顩r下鍋爐水量上水也總體偏少，通過加大排污量、增加上水，鍋爐給水預(yù)熱溫度未有明顯變化，現(xiàn)場檢查管線總體情況，基本無振動(dòng)；咨詢設(shè)計(jì)院，原設(shè)計(jì)中鍋爐給水管線按氣化率不超15%設(shè)計(jì)。還需繼續(xù)優(yōu)化解決鍋爐水預(yù)熱溫度高情況。

4.2 熱場分布不均

燒焦氣返爐膛后，A/B 爐膛各四大組進(jìn)料，爐出口溫度總體呈現(xiàn)中間低、兩邊高的特點(diǎn)，返爐膛后COT 分布詳見圖4。從燒焦氣返回至爐膛各組的配管看，雖然各組爐管都有燒焦氣返回，但因兩邊的爐管離爐壁較近，返回的燒焦氣溫度相對爐膛溫度偏低，會(huì)造成中間爐管被冷流直吹，溫度偏低的情況。

圖4 返爐膛后COT分布不均

針對中間兩組與旁邊兩組偏差超過60 ℃的現(xiàn)象，采取調(diào)整風(fēng)門、增點(diǎn)火嘴的方法改善效果不佳。采取緩慢通入空氣，依據(jù)比平均溫度高的該組爐管空氣少通入或緩?fù)ㄈ?，比平均溫度低的對?yīng)組的爐管空氣多通入的原則，通過空氣燒焦的反應(yīng)熱去平衡各組爐管溫度，同時(shí)通過通入空氣改進(jìn)爐膛內(nèi)氧含量分布，避免有局部缺氧，效果較為明顯。隨著空氣燒焦逐步推進(jìn)，各組爐管出口溫度COT偏差逐步縮小。

4.3 各組返爐膛管線煙氣易竄

燒焦結(jié)束后，發(fā)現(xiàn)爐底有部分大組的返爐膛管線溫度較高且最高能達(dá)到200 ℃，分析判斷存在個(gè)別組煙氣互竄情況，即只要爐底任意兩個(gè)管口存在壓力梯度，較高壓側(cè)煙氣就會(huì)通過燒焦氣管線進(jìn)入較低壓力側(cè)管口，現(xiàn)場配管布局如圖5所示。

圖5 燒焦氣返爐膛配管

裂解爐燒焦結(jié)束后，對各組返爐膛管線進(jìn)行盲板隔離，各組燒焦氣管線溫度恢復(fù)至常溫。

5 結(jié)語

在日益嚴(yán)峻的環(huán)保形勢下，燒焦氣返爐膛越來越得到重視。某煉化2#乙烯裂解裝置進(jìn)行燒焦氣返爐膛通過識別風(fēng)險(xiǎn)、細(xì)化操作，實(shí)現(xiàn)了安全平穩(wěn)運(yùn)行目標(biāo)，在實(shí)施過程中也發(fā)現(xiàn)了鍋爐給水預(yù)熱溫度高、熱場分布不均、返爐膛管線煙氣互竄問題，并提出了解決思路，為其它煉化企業(yè)進(jìn)行燒焦氣返爐膛提供經(jīng)驗(yàn)參考。