石家莊宋建飛對影響焦化裝置長周期運行的幾個問題的分析

1、對影響焦化裝置長周期運行的幾個問題的分析石家莊煉油廠焦化車間 谷彥坡1 概論渣油加工有加氫和脫碳兩個途徑。單從節(jié)約石油資源來看，加氫是最佳方案。但加氫工藝對減壓渣油的要求比較苛刻，還要有足夠的氫源和昂貴的設(shè)備，投資和操作費用極高。脫碳是從渣油中脫除碳氫比較高的瀝青質(zhì)和焦炭。延遲焦化是最典型的脫碳工藝，它技術(shù)成熟，對原料適應性強，輕質(zhì)油收率高，設(shè)備投資低，是十分重要的渣油輕質(zhì)化的方法。因此，開好延遲焦化裝置，延長焦化裝置的開工周期是我們當前一項重要的任務。我廠是以重油催化裂化為核心、加工深度較大、手段齊全的燃料型企業(yè)。我廠的延遲焦化裝置于1990年動工興建，1992年建成并一次開汽成功，由于種種

2、原因，裝置前后共運行20天，于1994年5月第三次開工。第三次開工至今裝置停工四次，運行最長的是第九周期，共運行386天。下面就對影響焦化長周期運行的幾個問題進行分析和探討，并提出一些改進措施。2 影響焦化裝置長周期運行的問題的分析2.1 原料性質(zhì)表-1 任邱渣油及其它原料性質(zhì) 項 目任邱減渣任邱油漿任邱重油 大慶減渣勝利減渣數(shù)據(jù)來源97年標定97年標定97年標定煉油生產(chǎn)數(shù)據(jù)匯編密度 g/cm30.95261.00570.96750.91820.9799殘?zhí)?%14.067.0113.477.97517.23粘度mm2/s 100435.618.6386.01011441灰分 % 0.1628

3、硫含量 %0.560.500.550.0981.47凝點 462830<350餾出量 %<1.0<18.6<10.0四 組成 分 析 ppm 飽和烴芳 烴膠 質(zhì)瀝青質(zhì)25.7949.4019.832.1026.0342.5629.300.45餾 程 hk 10% 50%310523208462208309433538 重金 v 屬含 cu 量分 fe 析 ni ppm na1.40.039.325.60.3780.09219.60220.12812.5521.300.04518.2222.42總氮%0.407堿氮 ppm427.4固含量 %3.0（任丘重油為任丘減渣和催

4、化油漿的混合物，其中油漿占15%。）焦化原料的來源比較廣，它不象催化裂化裝置那樣對原料的要求比較苛刻。原油經(jīng)一、二次加工以后的c/h比較高的重質(zhì)油都可作為焦化裝置的原料。如減壓渣油、熱裂化渣油、催化裂解渣油和催化裂化油漿等。殘?zhí)渴潜硎居推吩诩庸み^程中的生焦趨勢。殘?zhí)课镏饕羌性?00以上渣油的膠質(zhì)和瀝青質(zhì)中的稠環(huán)芳烴的骨架結(jié)構(gòu)，是原料經(jīng)裂解縮合反應后的凝縮產(chǎn)物。可理解為殘?zhí)渴窃椭械哪z質(zhì)瀝青質(zhì)生焦化合物的前身。渣油的四組成決定了渣油的性質(zhì)，確定了焦化裝置工藝參數(shù)。硫和重金屬含量的高低，決定了其產(chǎn)品的質(zhì)量，原料中的硫經(jīng)焦化反應以后，集中在氣體和焦炭中，一方面對設(shè)備腐蝕嚴重，另一方面使焦炭的硫含

5、量更高，是原料的11.5倍，重金屬主要沉積在焦炭中。98年3月29日分餾塔底循環(huán)線斷裂和5月9日的焦炭塔安全閥短節(jié)裂紋和就是由于腐蝕造成的。我廠焦化裝置的主要原料是任邱減壓渣油。任邱渣油的飽和烴含量較高殘?zhí)繉僦械?，金屬含量也較低，說明含有較多的易裂解的烴類，為焦化反應提供了有利的條件。隨著國家對油品市場的調(diào)整，市場對燃料油的需求量減少，為“吃干榨凈”，于94年8月開始，焦化裝置開始摻煉催化裂化油漿。油漿摻煉初期，由于摻煉的方法不當，使原料性質(zhì)發(fā)生了很大變化，再加上未對操作參數(shù)進行及時的調(diào)整，因而造成了兩次非計劃停工。焦化原料中的稠環(huán)芳烴和膠質(zhì)、瀝青質(zhì)是焦化反應中生成焦炭的主要物質(zhì)，油品在焦炭塔

6、中的停留時間越長，爐出口溫度越高，此部分物質(zhì)越容易進行反應，分離越徹底。在油漿摻煉的初期，爐出口溫度控制在492±1，因油漿摻煉沒有一定的控制手段，時常造成摻煉量過大（有時高達60%）。摻煉量大以后，使原料性質(zhì)發(fā)生變化，芳烴含量增加，使油品的臨界反應溫度上升，再加上處理量大，油漿中的輕組分多(如表-1)，因此在爐出口溫度不變的情況下，使焦炭塔的氣體線速增大（0.12米/秒），焦炭塔的泡沫層升高，油品在焦炭塔中反應不完全。特別在焦炭塔油氣預熱時，使大量的反應不完全的油氣進入預熱塔。在預熱塔內(nèi)由于有足夠的停留時間，反應不完全的組分進行第二次縮合反應，使芳環(huán)“長大長胖”，縮合成為膠質(zhì)、瀝青

7、質(zhì)，再進一步轉(zhuǎn)化成為碳青質(zhì)而沉積在預熱塔底，將拿油線堵塞而非計劃停工。根據(jù)實際操作經(jīng)驗和產(chǎn)品質(zhì)量的要求，在油漿摻煉比15%的情況下，不會使原料性質(zhì)發(fā)生大的變化，在其它條件不變的情況下，可保證裝置長周期運行。原料性質(zhì)見表-1。2.2 操作條件的影響 影響焦化裝置長周期運行的主要操作參數(shù)是溫度、壓力和循環(huán)比。2.2.1 溫度2.2.1.1 爐出口溫度 焦化過程是熱分解和縮合反應的綜合過程。既有吸熱反應，又有防熱反應，綜合結(jié)果為吸熱過程。為此，加熱爐出口的操作溫度（爐出口溫度）明顯地影響著分解和縮合反應的深度。溫度低，使生焦反應進行不完全，生成瀝青狀油焦或軟焦，重烴類不能汽化，嚴重降低了液體產(chǎn)物的收

8、率，焦炭產(chǎn)率增加，除焦困難。溫度太低，反應的油氣向分餾塔提供的熱量不足，影響分餾效果和操作。溫度升高，使焦化反應完全，溫度升高，則使爐管和大瓦斯線提前結(jié)焦，降低開工周期，同時生成的焦炭硬度增加，造成水利除焦困難。爐出口溫度是根據(jù)原料性質(zhì)、產(chǎn)品質(zhì)量等因素而確定的。 焦化反應隨著溫度的升高，過程大致如下： 烷烴烯烴二烯烴環(huán)烷烴芳烴稠環(huán)芳烴瀝青質(zhì)焦炭 環(huán)烷烴 原料中各組分裂解和縮合能力為：烷烴>芳烴>膠質(zhì)>瀝青質(zhì) 焦化熱轉(zhuǎn)化反應動力學方程為: lnk= e/rt+b 式中 k 反應速度常數(shù) e 活化能 t 反應溫度 b 常數(shù) 爐出口溫度的高低，是根據(jù)原料的臨界反應溫度來確定的，而臨

9、界反應溫度又是由油品性質(zhì)決定的。見圖1。圖-1、油品特性因數(shù)與其焦炭生成的臨界反應溫度的關(guān)系圖 從上圖可看出，原料的性質(zhì)不同，其臨界反應溫度就不同，隨著k值的增加，臨界反應溫度相對減小。我廠所加工的任邱原油的k值為11.7左右，其臨界反應溫度區(qū)間為430460，爐出口溫度選擇為490500較合適，否則如果爐出口溫度過高或過低，都對焦化反應和開工周期不利。在實際操作中，開工初期爐出口溫度選擇為493±1，隨著開關(guān)周期的延長，熱偶套管部分結(jié)焦，爐出口溫度控制為491±1較為合適。2.2.1.2 焦炭塔出口溫度 影響裝置開工周期的另一個溫度是焦炭塔出口溫度。焦炭塔出口溫度越高，容

10、易造成霧沫夾帶，將焦炭塔中的泡沫帶入大瓦斯線和分餾塔底，使大瓦斯線和分餾塔底結(jié)焦，降低裝置的開工周期。尤其是在大處理量生產(chǎn)時，焦炭塔空高小，相對于泡沫層高，焦炭塔出口溫度更需嚴格控制?？刂平固克隹跍囟鹊姆椒ㄊ窍蛩斖咚钩隹诖蚣崩溆?，我廠是用柴油和焦化污油作急冷油的，出口溫度控制為425。2.2.2 操作壓力 在溫度確定以后，系統(tǒng)壓力直接影響著產(chǎn)品的收率。提高焦炭塔的壓力可使較多的重質(zhì)烴類殘留在焦炭塔內(nèi)不易逸出，增加了裂解縮合的機會，因而蠟油收率減少焦炭產(chǎn)率增加，由于氣象烴類在焦炭塔內(nèi)停留時間加長，進一步二次裂化反應進而產(chǎn)生更多的氣體、汽油、柴油。在低壓操作時，可克服上述不利因素，可多產(chǎn)蠟油餾

11、分。目前我廠操作壓力為0.190.20mpa。2.2.3 循環(huán)比當反反應溫度、壓力恒定以后，循環(huán)比直接影響著分餾塔蠟油干點，影響產(chǎn)品的比例和操作費用。當裝置原料不足或希望多產(chǎn)輕油時宜采用大循環(huán)比。表-2、我廠焦化裝置的主要操作參數(shù)與其他廠比較 操 作 條 件石家莊勝 利荊 門石油二廠茂 名錦 州原料任丘渣油勝利渣油大慶渣油沈北渣油原料進裝置溫度 98290148119（爐2）82120對流入口溫度 225290148170105185對流出口溫度 245328301300340輻射入口溫度 357367375364380367輻射出口溫度 493494498496497497爐膛平均溫度 79

12、5705830765790700焦炭塔出口溫度 423分餾塔蒸發(fā)段溫度378380388381350378焦炭塔頂壓力 mpa0·2循環(huán)比0·160·270·190·350·12.3 加熱爐焦化加熱爐是焦化裝置的關(guān)鍵設(shè)備，其運轉(zhuǎn)的好壞直接影響焦化裝置的開工周期。焦化加熱爐的停工受爐管結(jié)焦的影響。焦化加熱爐爐管結(jié)焦的原因有如下幾個：2.3.1 a. 原料中的金屬鹽等在雜質(zhì)在溫度升高時沉降在爐管表面。 b. 輕度裂化發(fā)生在爐管內(nèi)，加速了焦炭塔在爐表面的形成。 c. 夾帶著焦粉的的循環(huán)油返回到加熱爐，特別是當未控制好焦炭塔內(nèi)泡沫層高度時，可

13、加重爐底的結(jié)交。 d. 加熱爐操作不穩(wěn)，如爐膛火焰變壞，燃燒不均勻，局部過熱；輻射進料量不穩(wěn)或斷量；注水不足或注水中斷。 e. 燃料性質(zhì)變化大。2.3.2 爐結(jié)焦的因素 原料性質(zhì)、輻射爐管管外熱強度的大小及分布、邊界底層溫度、渣油在焦化爐爐管內(nèi)的熱轉(zhuǎn)化深度及管內(nèi)截面真實流速及流型決定了爐管結(jié)焦速率的大小。焦化爐管內(nèi)由于注水及輕質(zhì)油的平衡化，實際處于兩相流動狀態(tài)。對于平衡管，兩相流有以下幾種形式： 圖-2 水平管兩相流動的不同流動形式 顯然，管內(nèi)流程是導致爐管結(jié)焦厚度在周向產(chǎn)生差異的原因。由于兩相流流型主要取決于汽液相流速，除溫度、壓力及原料物性外，汽液相流速主要與輻射油及注水量有關(guān)。因此在操作

14、中，通過調(diào)整注水量來控制管內(nèi)的流型，使處在高溫區(qū)結(jié)焦比較嚴重的爐管處于噴霧狀態(tài)，對延緩爐管的結(jié)焦很有利。在今年五月份焦化裝置停工以后，雖然裝置運行了將近400天，但爐管結(jié)焦不是很厚（最大3mm左右），說明上周期注水量合適。上周期注水量約占輻射量的1.58%左右。表-3 我廠加熱爐現(xiàn)狀與其他廠相比較項 目石家莊勝利石油二廠錦州設(shè)計熱負荷mw15.75718.60820.934（爐2）23.795實際最大熱負荷 mw23.485爐型立式無焰爐立式立式輻射管規(guī)格mm/根數(shù)127×10/4127×10127×12127×10/84輻射段加熱面積m23823293

15、66482管心距 mm250203250材質(zhì)cr5mocr5mocr5mocr5mo對流管規(guī)格mm/根數(shù)127×8/112127×10/62102×8/152127×8/120過熱蒸汽管規(guī)格mm/根數(shù)127×8/8102×8/10127×8/16注水管規(guī)格mm/根數(shù)60×6/6460×4/56102×10/2060×6/192煙氣回收形式熱管熱管廂式熱管火嘴形式eri-1梅花a火嘴數(shù)量161002424 表-4 我廠焦化加熱爐主要操作條件及其它廠對比 項 目石家莊勝利煉廠石油二廠錦州設(shè)

16、計加工 萬噸/年4080100100入爐流量t/h一臺二臺三臺二臺處理量 萬噸/年42.378.3387.92100.67原料流量 t/h6050/臺55/1 64/2120入輻射溫度 364367/1 358/2341/1 364/2367輻射出口溫度 493494499/1 496/2497循環(huán)比0.160.270.1注水量 t/h1.582.0/單爐1.8/單爐3.36/單爐注水占進料比 %2.253.172.382.51圖-3 我廠焦化加熱爐改造前后流程圖2.4 1997年我們對廠加熱爐進行了部分改造，改造的內(nèi)容如下：2.4.1 輻射管的進料方式進行了調(diào)整。原來進料方式是高進下出，現(xiàn)改

17、為底進中出，焦化油從底部第一根爐管進入加熱爐的輻射段，從第八根出輻射室，由爐外轉(zhuǎn)油線再從輻射頂部的第二排遮壁管進入輻射管，再從第九根爐管出輻射室。注水可從第一根爐管和遮壁管分別注入。2.4.2 火嘴進行了更換。將原來的火嘴更換為洛陽設(shè)備研究所研制生產(chǎn)的焦化爐專用燃燒器（eri-1）。2.4.3 注水管進行了調(diào)整。注水管由原來的十四排140根減少為四排56根。2.4.4 空氣預熱器的熱管進行了改造。將頂部的四排鋼水熱管改為鋼萘熱管。2.4.5 加熱爐取消了火墻。2.4.6 增加了管壁和堵頭熱電偶。2.5 改造后的效果2.5.1 采用底進中出的進料方式，可使爐管內(nèi)介質(zhì)的高溫區(qū)和管壁外的輻射熱的高溫

18、區(qū)相對應，使爐管內(nèi)介質(zhì)的取熱更加合理，可有效地防止爐管結(jié)焦。2.5.2 更換了燃燒器以后，改燒高壓瓦斯，全年可節(jié)省蒸汽5000噸。2.5.3 解決了以前注水不足的問題，但帶來的新問題是注水溫度降低，增加了輻射段的熱負荷。2.6 加熱爐存在的問題及改進設(shè)想2.6.1 過?？諝庀禂?shù)偏高 氣體燃料易于空氣混合均勻，大量的資料表明，對一般的燒氣火嘴，過?？諝庀禂?shù)在1.11.2左右及能保證完全燃燒，燃料量不變，當過?？諝庀禂?shù)從1.1達到1.5，加熱爐內(nèi)空氣流量的變化情況及新增過?？諝庠谳椛涫覂?nèi)的吸收熱量（從140800）見表-5。表-5 過?？諝庀禂?shù)大小與瓦斯量、空氣量和能耗的關(guān)系kg/h增量,kg/h

19、nm3/h增量,nm3/h能耗增量,kw 過?？諝庀禂?shù)=1.131758.61024530.8600過剩空氣系數(shù)=1.234645.762887.1526760.942230.08531.96過?？諝庀禂?shù)=1.337532.905774.2928991.024460.161063.91過剩空氣系數(shù)=1.440420.058661.4431221.106690.241595.87過?？諝庀禂?shù)=1.5 43307.2011548.5933451.188920.312127.83 標定實測過?？諝庀禂?shù)為1.46，過?？諝庀禂?shù)除了減少煙氣帶走的熱量外，還可以減少電機的功耗，同時，由于過?？諝庀禂?shù)的降低

20、，導致輻射室煙氣溫度上升，也有利于輻射室的輻射傳熱，煙氣中氧氣含量的降低還有利于減少爐管表面的氧化。理論上導致過?？諝庀禂?shù)過高的原因可能有： （1）火嘴處需要較多的過?？諝獠拍苁谷剂贤耆紵?； （2）爐體的漏風（爐膛為負壓）； （3）過?？諝鉁y量不準； （4）操作中閥門開度過大。 其中（2）、（4）可能是使過?？諝庀禂?shù)過大的主要原因，為此需要解決爐體的漏風問題。2.6.2 存在著偏流和偏燒 上一周期，存在著偏流和偏量的問題，尤其是在末期更加明顯。北側(cè)火明顯偏大，但爐出口溫度還低。本周期開工后，將輻射入口的兩塊孔板進行了調(diào)換，還未發(fā)現(xiàn)有偏燒和偏量的問題。2.6.3 爐頂遮蔽管未充分利用 由實測數(shù)

21、據(jù)可知，油品在遮蔽管內(nèi)溫升達32.6，每根爐管溫溫升達5.43，因此若將目前未利用的4根爐管充分利用起來可使溫升10以上。2.6.4 注水溫度過低的問題 分餾塔底溫度為380，目前注水溫度為209（液相），注水后油品溫度降至365.8，溫降達14.2，大大增加了爐管熱負荷，將注水溫度從現(xiàn)在的操作值提升到設(shè)計溫度310（氣），吸收熱量變化的情況見表-6。 為了得到爐管結(jié)焦實測數(shù)據(jù)，在廠領(lǐng)導和車間的大力支持下，實測了南側(cè)關(guān)鍵部位爐管的結(jié)焦重量和體積，實測數(shù)據(jù)見圖2.21和表2-18至2-20，由于實測數(shù)據(jù)偏少，在另一生產(chǎn)廠家補測的數(shù)據(jù)見表2-21，報廢爐管剖面結(jié)焦情況見下圖。在停工充分掃線的情況下

22、，焦層仍含1-9%的重油，表明開停工會增加爐管結(jié)焦量的。爐管向火面下部結(jié)焦嚴重，控制管內(nèi)流型和操作的平穩(wěn)是非常重要的。表-6 注水量和注水溫度和處理量的關(guān)系現(xiàn)流量60萬噸/年2%注水60萬噸/年3%注水55萬噸/年2%注水55萬噸/年3%注水流量，kg/h10581500225013752063209焓kw263.45373.52560.28342.39513.591mpa流速，m/s16.4423.3134.9721.3732.66310焓kw833.31181.431772.151082.981623.471mpa流速，m/s19.8928.2042.3025.8538.78吸熱量 kw5

23、69.85807.911211.87740.581110.88 從提高處理量的角度，建議利用目前本裝置的低溫熱，提高目前的注水溫度改注水為注汽。2.6.5 爐體的保溫問題與爐管周向傳熱均勻性 去年在標定過程中，利用表面熱流計，對焦化爐爐體的散熱情況進行了測定，結(jié)果見表-7。表-7 97年標定散熱損失 日 期項 目6月5日6月6日平均熱流強度kcal/m2h11841289.25kw/m21.3771.5總散熱損失kcal/h738816804492kw859.25936.00散熱損失與總發(fā)熱量之比%3.664.0 一般爐體的散熱損失占總發(fā)熱量的13%，在夏天其散熱量即超過一般標準，說明有必要加

24、強爐體的保溫。 在輻射室，燃料發(fā)出熱量的90%以上是靠輻射方式傳給管內(nèi)的：如果輻射熱流量為1，在管間距為2的條件下，從理論上可以分析出直接輻射給單排管的熱量為0.658,如果爐墻散熱損失為0，則反射給熱量為1-0.658=0.342，正對于爐膛最大點熱強度如為1，則正對于爐墻的最小熱強度則為0.342,如果燃料發(fā)熱量的4%被爐墻散失,則，則正對于爐墻的最小熱強度變?yōu)?.302，正對于爐墻的半園面利用率約下降11.7%?；颍绻麑⑸釗p失從目前的4%降至3%，2%，1%則正對于爐墻半園面利用率可上升2.92%，5.85% ，8.77%。2.6.6 爐管局部過熱問題標定前在輻射爐管關(guān)鍵部位增設(shè)了壁

25、溫測定，關(guān)鍵部位溫度測定結(jié)果已接近cr5mo爐管的使用上限(600-650)，建議將這幾根爐管換成耐高溫的mo25ni20爐管（使用溫度可達1000）。2.7 焦炭塔 焦炭塔系統(tǒng)對長周期的影響主要表現(xiàn)在泡沫層高度和大瓦斯線結(jié)焦上。泡沫層的高度是由原料性質(zhì)、爐出口溫度、處理量所決定的。原料中的芳烴含量越高，泡沫層越高，泡沫層的高度還和爐出口溫度成反比，和處理量成正比。 我廠焦炭塔原設(shè)計是帶堵焦閥的，在1995年檢修時，我們?nèi)∠硕陆归y，新增設(shè)了甩油罐，改變了油氣預熱的流程，使油氣自下而上預熱，可避免因甩油不凈引起突沸將焦粉帶入分餾塔。 95年8月，在焦炭塔上還安裝了中子料位計，用來檢測泡沫層和焦炭的高度，可很好的指導生產(chǎn)。根據(jù)經(jīng)驗積累，正常操作條件下，任丘減渣生焦的泡沫層高度為5.5米左右，而摻煉15%的催化油漿以后，泡沫層高度為6米左右。2.8 分餾塔 對分餾塔首先要滿足產(chǎn)品分割的要求，提高產(chǎn)品的收率，同時在取熱上盡量利用分餾塔下部高溫位的熱量，