年處理為300萬噸原油常壓塔設計

1、誠信聲明本人聲明：。 申請學位論文與資料若有不實之處，本人承擔一切相關責任。本人簽名： 日期： 年 月 日畢業(yè)設計（論文）任務書設計題目： 300萬噸/年大慶原油常壓塔設計 函授站： 專業(yè)： 班 級： 學生姓名： 指導教師： 1設計的主要任務及內容（1）根據(jù)原料油性質及產(chǎn)品方案確定產(chǎn)品收率，作出物料平衡；（2）決定氣提方式，并確定氣提蒸汽用量；（3）選擇塔板型式，并確定各塔段的塔板數(shù)；（4）畫出精餾塔的草圖；（5）確定塔內各部位的壓力及加熱爐出口壓力；（6）作全塔熱平衡，算出全塔回流熱，決定回流方式及中段回流數(shù)量和位置，合理分配回流熱；（7）核算各側線及塔頂溫度；（8）作出全塔氣、液相負荷分布

2、圖，并將上述工藝計算結果填在草圖上；（9）塔板水利學核算； （10）加熱爐的工藝計算（11）繪制塔的設備圖和常減壓蒸餾工藝流程圖。2主要參考文獻1葛維寰等.化工過程設計與經(jīng)濟.上海：上?？茖W技術出版社，19892Mccabe W L,Smith J C,Unit Operations of Chemical Engineering, 6thed.New York: McGraw Hill Inc, 20033徐培澤.常減壓蒸餾裝置能耗現(xiàn)狀與改進措施.金陵科技,2003,10(2):9154張尤貴等.強化蒸餾技術應用.常減壓蒸餾,2000,24,(5):685Distillation break

3、through reduces tower height.Hydrocarbon Processing, 2002, 81(10):296張尤貴等.強化蒸餾技術應用.常減壓蒸餾,2000,24,(5):687朱有庭，曲文海，于浦文.化工設備設計手冊.下卷.北京：化學工業(yè)出版社，20058陳聲宗.化工設計.北京：化學工業(yè)出版社，20069侯芙生等.煉油工程師手冊.北京：石油化工出版社,199510J.H.Gary, G.E.Handwerk.Petroleum Refining-Technology and Economics,3rded.Marcel Dekker Inc,199411倪進方.

4、化工設計.上海：華東理工大學出版社，199412路秀林，王者相等.塔設備.北京：化學工業(yè)出版社，200413譚天恩，竇梅，周明華等.化工原理.下冊.北京：化學工業(yè)出版社，200614陳新志，工熱力學.北京：化學工業(yè)出版社，200515戴詠川主編.石油化學.遼寧：遼寧石油化工大學，200316陳鐘秀主編.化工熱力學.第二版.北京：化學工業(yè)出版社，200417天津大學化工原理教研室編.化工原理.下冊.天津：天津科學技術出版社，198918石油化工科學研究院研究發(fā)展部編.煉油工藝計算圖表集.下冊.北京：石油化工科學研究院，198219林世雄主編.石油煉制工程.第三版.北京：石油工業(yè)出版社，20052

5、0石油化學工業(yè)部石油化工規(guī)劃設計院 組織編寫.管式加熱爐工藝計算.北京：石油化學工業(yè)出版社，197621撫順石油學院 穆文俊主編.管式加熱爐.華中理工大學出版社，19903進度安排設計（論文）各階段名稱起 止 日 期1查閱中英文資料、完成文獻綜述、查閱外文并翻譯2常壓塔、加熱爐工藝計算、塔板水力學計算、圖紙繪制3撰寫畢業(yè)設計說明書、準備答辯摘 要本次設計主要是設計原油處理量能力為300萬噸/年的常壓塔，其次為塔板的設計和常壓加熱爐的設計部分設計。常壓塔的設計主要是依據(jù)所給的原油實沸點蒸餾數(shù)據(jù)及產(chǎn)品的恩氏蒸餾數(shù)據(jù)，計算產(chǎn)品各物性，確定切割方案，計算產(chǎn)品收率。參考同類裝置確定塔板數(shù)、進料及側線抽出

6、位置，再假設各主要部位確定操作溫度及操作壓力，進行全塔熱平衡計算。采用塔頂二級冷凝冷卻和兩個中段回流，塔頂取熱:第一中段回流取熱:第二中段取熱為5:3:2，最后校核各主要部位溫度都在允許誤差范圍內。塔板形式選用F1型33克重閥浮閥板，依常壓塔內最大汽、液相負荷處算得塔板外徑為4m，板間距為0.6m，最后計算得塔高為27m。這部分最重要的是核算塔板流體力學性能及操作性能，使塔板在適宜的操作范圍內操作。常壓塔加熱爐采用空心圓筒爐，選6號減渣油為燃料，依據(jù)經(jīng)驗公式對加熱爐的輻射段和對流段各設計參數(shù)進行設計計算。本次設計結果表明，參數(shù)的校核結果與假設值之間誤差在允許范圍內，其余均在經(jīng)驗值范圍內，本次設

7、計就此完成。關鍵詞：常壓塔;浮閥塔板;空心圓筒爐AbstractA atmospheric distillation column, which is able to treatment catacity crud oil 3Mt a year, is designed mainly, and a type of tray and a atmospheric heating furnage are secondary.The design of the atmospheric distillation column is based on the datum of true point dis

8、tillation of the crude oil and of Engler distillation of the products. The calculation of products physical property parameters and the cut conceptual and products yields are also based on the datum. The tray number, the feed tray and the side stream with drawing work is to assume the operating temp

9、erature and pressure of all the important points of the column and to make the energy balance calculation for the whole column. A two-grate condenser is be used on the overhead of the column, and two mid-pump around on the body. The rate of the energy taken by the condensers from top to bottom is 5:

10、3:2. Finaly, the temperature assumed should be checked up. It is very important. A type of F1 valve tray, which a valve weighs 33g, is chosen. Its outside diameter determined by the vapour load of the column is 4m. The tray spacing is 0.6m,so the height of the column body is 27m.In this section, the

11、 most important work is to calculate the hydromechanics performance and the operating flexibility of tray. The tray should be operated in a proper area.A hollow cylindrical pipe furnace is chosen. The VI vacuum residuum are used as the fuel, and in this section, the parameters of the radiant section

12、 and convection section is calculated with the empirical formulas.The result shows that the errors between assumed values and the results are in the range permitted or the result are in the range of empirical values. So the design is completedKey word: atmospheric distillation column; valve tray; ho

13、llow cylindrical pipe furnace.目 錄1 文獻綜述11.1緒論11.2 常減壓裝置的腐蝕11.2.1 常減壓裝置的腐蝕機理11.2.2 腐蝕的危害31.2.3 腐蝕對應措施31.3 我國常減壓蒸餾裝置存在問題41.3.1 綜合能耗高41.3.2 分餾精度和減壓拔出深度低61.4 常減壓裝置應對的舉措71.4.1 節(jié)能降耗71.4.2 裝置大型化，提高加工負荷率91.4.3 提高分餾精度和減壓拔出深度91.4.4 優(yōu)化電脫鹽運行工況101.4.5 推廣使用阻垢技術101.5 結語112 設計說明書112.1 原油性質及產(chǎn)品性質122.2 常壓塔設計的參數(shù)確定122.2

14、.1 操作壓力的確定122.2.2 操作溫度的確定122.2.3 設計中的一些經(jīng)驗數(shù)據(jù).132.3 塔板設計中的一些經(jīng)驗數(shù)據(jù)142.4 常壓爐設計中的一些經(jīng)驗數(shù)據(jù)153 常壓塔設計計算163.1 基礎數(shù)據(jù)163.2 工藝設計計算過程173.2.1 原油的實沸點蒸餾曲線173.2.2 原油的常壓平衡汽化曲線183.2.3 油品的性質參數(shù)193.2.4 產(chǎn)品收率和物料平衡243.2.5 汽提蒸汽用量253.2.6 塔板形式和塔板數(shù)263.2.7 精餾塔計算草圖263.2.8 操作壓力273.2.9 汽化段及塔底溫度283.2.10 塔頂及側線溫度的假設與回流熱分配303.2.11 常三線抽出板（第

15、30層）溫度校核323.2.12 常二線抽出板（第21層）溫度校核353.2.13 常一線抽出板（第21層）溫度校核373.2.14 塔頂溫度的校核413.3 塔板汽液相負荷蘅算41關鍵塔板汽液相負荷蘅算413.3.2 常壓塔汽液相負荷匯總表654 塔板的設計664.1 基礎數(shù)據(jù)664.2 塔板設計計算部分664.2.1 塔板間距664.2.2 塔徑初算664.2.3 塔高的計算674.2.4 溢流裝置684.2.5 浮閥塔板布置694.3 塔板水力學計算694.3.1 流體力學特性704.3.2 塔板負荷性能圖715 加熱爐設計755.1基礎數(shù)據(jù)755.2 設計計算部分755.2.1 全爐有

16、效熱負荷755.2.2 燃料燃燒計算755.2.3 輻射段計算775.2.4 對流段計算826 參考文獻87致 謝88300萬噸/年大慶原油常壓塔設計計算1 文獻綜述1.1緒論石油是極其復雜的混合物，要從原油中提煉出多種多樣的燃料、潤滑油和其他產(chǎn)品，蒸餾正是一種合適的手段，而且常常也是一種最經(jīng)濟、最容易實現(xiàn)的分離手段1。它能夠將液體混合物按其所含組分的沸點或蒸汽壓的不同而分離為輕重不同的各種組分，或者是分離為近似純的產(chǎn)物。正因為這樣，幾乎所有的煉油廠中，第一個加工裝置就是蒸餾裝置，例如拔頂蒸餾、常減壓蒸餾等2。本設計所介紹的，就是常減壓蒸餾裝置中的重要組成部分常減壓塔。1.2 常減壓裝置的腐蝕

17、1.2.1 常減壓裝置的腐蝕機理石油加工過程的腐蝕分為低溫輕油部位和高溫重油部位兩種，低溫輕油部位的腐蝕由MgCI2、CaCl2水解形成的HCI以及蒸餾過程中硫化物產(chǎn)生的硫化氫引起，常見發(fā)生部位在初餾塔、常壓塔、減壓塔塔頂冷凝系統(tǒng)，包括換熱器、管線、空冷器等3。高溫重油部位的腐蝕主要由非極性的含硫化合物在高溫下分解出的H2S和活性單質硫直接腐蝕鋼鐵表面以及環(huán)烷酸腐蝕兩種情況。H2S腐蝕產(chǎn)生的FeS在鋼鐵表面能形成一層保護膜，所以單純的H2S腐蝕并不十分嚴重。 在 220以上，隨著溫度升高，環(huán)烷酸腐蝕逐漸加重。環(huán)烷酸還可與鋼鐵表面的FeS防護膜作用，破壞防護膜，生成環(huán)烷酸鐵和硫化氫，生成的環(huán)烷酸

18、鐵可被介質帶走，使金屬裸露受到新的腐蝕，因而減壓二、三、四線溫度段內環(huán)烷酸對設備的腐蝕比硫化物腐蝕嚴重。（1）HC1H2OH2S腐蝕原油中未脫除的無機鹽NaC1，MgCl2和CaCl2等隨水帶入常壓塔，在一定溫度下發(fā)生水解生成HCl，H2S來自原油中的硫化氫和原油中硫化物分解。HC1和H2S隨揮發(fā)油氣進入常壓塔頂部及冷凝冷卻系統(tǒng)4。HC1、H2S處于干燥狀態(tài)時對金屬無腐蝕；但當塔頂冷凝冷卻系統(tǒng)冷凝結露出現(xiàn)水滴時，HC1即溶于水中成鹽酸。由于剛開始冷凝，水量極少鹽酸濃度可達l2，成為一個腐蝕性十分強烈的稀鹽酸腐蝕環(huán)境。若有H2S存在可使腐蝕加速，HC1和H2S相互促進構成循環(huán)腐蝕。即： 2HC1

19、 + Fe = FeC12 + H2 FeC12 + H2S = FeS + 2HC1 Fe + H2S = FeS + H2 FeS + 2HC1 = FeC12 + H2SHC1和H2S的沸點都非常低，在石油加工過程中伴隨著油氣積聚在分餾塔頂，遇到蒸汽冷凝水會形成pH值達11.3的強酸性腐蝕介質。對于碳鋼為均勻腐蝕，對于0Crl3鋼發(fā)生的腐蝕為點腐蝕，對于奧氏體不銹鋼則為氯化物應力腐蝕開裂。 （2）高溫硫腐蝕 高溫硫腐蝕主要是活性硫和環(huán)烷酸導致的5。高溫硫腐蝕主要是硫化氫、硫醇和單質硫腐蝕，這些物質在大350400 直接與金屬發(fā)生化學反應：H2S + Fe = FeS + H2 RCH2C

20、H2SH + Fe = FeS + RCH=CH2 + H2 硫醚和二硫化物等在240左右發(fā)生分解，成為硫醇、硫和硫化氫等。如二硫醚高溫分解生成元素硫和硫化氫：RCH2CH2SSCH2CH2 = RCH2CH2SH + RCH=CH2 + S RCH2CH2SSCH2CH2R = RCH=CHSCH=CHR + H2S + H2 （3）環(huán)烷酸腐蝕環(huán)烷酸是指含有113O個碳原子的羧酸，分子中含有一個或多個聚合脂環(huán)，羧基可以在脂環(huán)上或在側鏈上。環(huán)烷酸隨著原油產(chǎn)地不同變化較大，低凝環(huán)烷基原油含有的環(huán)烷酸較多，環(huán)烷酸主要集中在柴油和潤滑油餾分油中。一般減壓側線餾分油酸值相當于原油酸值的1.52.0倍，

21、柴油酸值低于原油酸值。餾分油中的環(huán)烷酸可直接與鐵產(chǎn)生腐蝕，在鋼鐵表面生成油溶性的環(huán)烷酸鐵。其式如下 ：2RCOOH + Fe = Fe(RCOO)2 + H2 FeS + 2RCOOH = Fe(RCOO)2 + H2S 當環(huán)烷酸與腐蝕產(chǎn)物反應時，不但破壞了具有一定保護作用的硫化亞鐵膜，同時游離出來的硫化氧又可進一步腐蝕金屬。 環(huán)烷酸與鐵發(fā)生反應生成油溶性的環(huán)烷酸鐵，物理吸附于金屬表面，但不易形成保護膜，隨油品流動使金屬活性表面暴露，特別是流速增大時，油品中的雜質沖刷金屬表面，從而出現(xiàn)了溝槽狀的腐蝕。 （4）露點腐蝕 燃料重油中通常含有23的硫及含硫化合物，它們在燃燒中大部分生成SO2和SO3

22、。干燥的SO3對設備幾乎不發(fā)生腐蝕，但當它與煙氣中的蒸汽結合形成硫酸蒸氣時，卻大大提高了煙氣的露點，在裝置的露點部位發(fā)生凝結，嚴重腐蝕設備。研究表明，高溫煙氣硫酸露點腐蝕與普通硫酸腐蝕有本質的區(qū)別。普通硫酸腐蝕為硫酸與金屬表面的鐵反應生成FeSO4。高溫煙氣硫酸露點腐蝕首先也生成FeSO4，但FeSO4在煙灰沉積物的催化作用下與煙氣中SO2和SO3進一步反應生成Fe(SO3)、Fe2（SO4）3，對SO2向SO3的轉化過程有催化作用6。當pH值低于3時，F(xiàn)e2（SO4）3本身也將對金屬腐蝕生成FeSO4，F(xiàn)e2（SO4）3、FeSO4的腐蝕循環(huán)，大大加快了腐蝕的進程，據(jù)報道，用普通碳鋼制成的設

23、備，國內腐蝕穿孔的最短時間為12天。1.2.2 腐蝕的危害對于高酸原油而言，環(huán)烷酸腐蝕在常減壓腐蝕中最廣泛，也是最嚴重的腐蝕因素7。在石油煉制過程中，環(huán)烷酸的腐蝕性極強，酸值在0.5以上就會產(chǎn)生強烈腐蝕，嶄新的碳鋼管道一周就漏，一線操作人員形容環(huán)烷酸遇到鋼鐵就像吃豆腐一樣，而目前有的油田原油中酸值已達610。在原油加工中，有時酸、硫、鹽3種腐蝕都存在，但并不是腐蝕性物質越多，腐蝕就越嚴重。如原油中含酸和硫，就比單含酸腐蝕程度小，這是因為硫與金屬表面反應生成硫化鐵，相當于形成一層保護膜，可以阻止環(huán)烷酸的進一步腐蝕。而硫與氯鹽的混合則使腐蝕更為嚴重，這是因為硫化氫與鹽酸交互作用 ，使腐蝕速度呈指數(shù)

24、倍增加。原油加工中腐蝕的多樣性從中也可見一斑。1.2.3 腐蝕對應措施（1）研究原料及產(chǎn)品的腐蝕性能，提高認識通過與多家防腐研究中心合作進行防腐專題研究，了解和掌握原油在煉制加工過程的腐蝕原因和特性，不斷吸收和應用新的防腐研究成果，使常減壓裝置的防腐工作從設計之初就貫徹到了各專業(yè)的設計中，將防腐工作作為常減壓裝置設計、采辦、施工的重點工作之一，提高認識，為裝置的安全運行和長周期生產(chǎn)打下了良好的基礎。（2）針對原油特點，作好設備選材常壓塔頂?shù)牡蜏赜蜌獠课患袄淠鋮s系統(tǒng)中處于HCIH2OH2S腐蝕環(huán)境下。原油脫鹽前 NaCl含量高達228 mg/L，根據(jù)防腐要求脫鹽后NaCI含量應降到3mg/L，

25、雖然常減壓采用了先進的三級電脫鹽系統(tǒng)，但由于國內尚無此類油品的實際脫鹽經(jīng)驗，脫鹽效果不夠理想，常壓塔頂?shù)腍CIH2OH2S腐蝕環(huán)境勢必更加惡化。在此環(huán)境下，碳鋼會產(chǎn)生嚴重的均勻腐蝕，OCrl3表現(xiàn)為點腐蝕，奧氏體不銹鋼則應力腐蝕破裂。為此常減壓的常頂換熱器選用鈦管換熱器，以提高其耐低溫腐蝕的能力。根據(jù)各個部位的介質溫度、酸值不同，常減壓裝置應充分考慮各種腐蝕因素的影響，在合理地提高設備、管線材質的基礎上，還保留了足夠的腐蝕余量，確保裝置的經(jīng)濟性和長周期運行的安全性。（3）做好工藝防腐原油的脫鹽、脫水是控制高酸原油腐蝕的關鍵一步，充分脫除水解后產(chǎn)生HC1的鹽類是防腐蝕的治本辦法8。通過有效的脫鹽

26、，實現(xiàn)原油脫后含鹽3mg/L以下，即可對低溫部位腐蝕進行有效的控制。此外，脫除鈉陽離子，可防止后續(xù)加工裝置催化劑中毒；脫除水分，可保證操作正常并節(jié)約能耗。 為使常減壓塔頂冷凝冷卻系統(tǒng)的腐蝕得以控制和降低，采取了在常減壓塔頂設備注緩蝕劑、中和劑和水的工藝防腐系統(tǒng)，可有效控制常頂冷凝冷卻系統(tǒng)的腐蝕和冷凝水中的pH值，稀釋腐蝕介質的濃度；盡可能避免出現(xiàn)強酸環(huán)境的露點腐蝕以及水相結垢；控制露點的產(chǎn)生部位等。由于煙氣在露點以上基本不存在硫酸露點腐蝕的問題，因此，在準確測定煙氣露點的基礎上可以通過提高排煙溫度達到防腐蝕的目的9。通過合理設計常減壓裝置的加熱爐空氣預熱器的取熱負荷，控制預熱器煙氣出口溫度，從

27、而有效地控制了露點腐蝕問題。國內外報導的脫酸方法有電場溶劑萃取法、堿洗萃取法、絡合法等。堿洗萃取法是使用堿性無機物或堿性有機物，使堿性物質和環(huán)烷酸發(fā)生中和或酸胺化反應，將環(huán)烷酸轉化為環(huán)烷酸鹽或酞胺類化合物，進而將反應所得化合物從原油中分離出來，這是一種被認為可以選擇的方案。1.3 我國常減壓蒸餾裝置存在問題1.3.1 綜合能耗高綜合能耗是常減壓蒸餾裝置的重要技術經(jīng)濟指標。根據(jù)索羅門公司的績效評估認為我國煉廠在能耗方面的主要問題：加熱爐效率低、裝置規(guī)模偏小、裝置負荷率低、大型傳動設備低負荷運轉、低效率的機泵馬達、用于在線檢測能源損耗的操作控制流程及系統(tǒng)十分有限等10。以中國石化為例，2002年中

28、國石化平均煉油綜合能耗為78千克標油/噸，而中東地區(qū)煉廠平均達到50.91千克標油/噸，亞太煉廠平均為61.3千克標油/噸，日本平均為64.2千克標油/噸。就常減壓裝置而言，我國多數(shù)煉油裝置的能耗比國外先進水平高。（1）裝置規(guī)模小近些年各國煉油廠平均規(guī)模明顯增長，世界煉油廠平均規(guī)模已由1995年的523.73萬噸/年提高到2002年底的567.02萬噸/年，提高8.27%。其中，提高幅度最大的韓國由974.92萬噸/年至2133.50萬噸/年，提高了118.84%；美國由442.73萬噸/年提高至624.94萬噸/年，提高41.16%；印度由452.67萬噸/年提高至627.82萬噸/年，提高

29、了38.69%等。而我國2002年各類煉油企業(yè)約135家，平均規(guī)模約為210萬噸/年。中國石化煉油企業(yè)平均規(guī)模為432萬噸/年，500萬噸/年以下的煉油廠有20座，占62.5%；小于100萬噸/年的煉油廠有6座，占19%。中國石油煉油企業(yè)平均規(guī)模為352萬噸/年，500萬噸/年以下的煉油廠有20座，占59%；小于250萬噸/年的煉油廠有11座，占32%；小于100萬噸/年的煉油廠有5座，占15%。相比之下，企業(yè)平均規(guī)模遠低于世界平均水平，與韓國、印度等相比差距更大。世界上這種建立超大型煉油廠的趨勢仍在不斷繼續(xù)，例如，1995年以前能力超過2000萬噸/年的煉油廠有11座，1998年達到15座，

30、目前已達到17座。隨著煉油廠的大型化，裝置規(guī)模也越來越大，以顯示規(guī)模經(jīng)濟的效益。（2）加工負荷率偏低2002年，我國煉油裝置加工負荷率為76.7%，而同期中東地區(qū)煉廠一次加工裝置的開工負荷率達到91%，亞太煉廠平均為81.3%，其中大型煉廠一般平均為87.3%，先進煉廠平均開工負荷率為87.66%。相比之下，我國煉油裝置的開工負荷率仍偏低，特別是大型煉廠的加工負荷率不高。這表明國內的資源配置還不夠合理。（3）加熱爐燃料消耗大A原油換熱終溫低 我國好多煉廠都存在原油換熱終溫低的現(xiàn)象。中國石化股份公司常減壓裝置的換熱終溫平均284，310以上的僅有1套，300310的有8套，最低的僅245，290

31、以上的裝置僅占35%。換熱終溫低的主要原因是：換熱網(wǎng)絡未使用窄點技術進行全面優(yōu)化；實際加工的原油與設計原油的性質相差較大，換熱網(wǎng)絡在設計時雖然經(jīng)過優(yōu)化，但對實際加工油種不適應；開工后期，高溫換熱器，特別是渣油換熱器結垢嚴重，影響傳熱效率；分餾塔的取熱分配不合理；換熱器本身效率低。B加熱爐效率低從2001年中國石化煉油事業(yè)部對常減壓裝置54臺加熱爐的調研結果看，設計平均熱效率88.1%，實際平均熱效率85.2%，相差3%，爐效率最高89.4%，最低僅69.2%。造成熱效率偏低的主要原因如下：1)煙氣氧含量高。對54臺加熱爐的調研結果：氧含量平均為7.2%，有68.5%的加熱爐氧含量在5%以上，氧

32、含量最高值竟然達到14.8%。導致氧含量偏高的原因很多，除了氧化鋯失效無法監(jiān)測氧含量外，反映出裝置設備陳舊之外，管理也是一個不容忽視的因素。2)積灰和腐蝕嚴重使排煙溫度升高。有些裝置的加熱爐無煙氣余熱回收設施，排煙溫度在280以上，最高的排煙溫度421，平均排煙溫度210，加熱爐積灰、結垢、腐蝕是造成排煙溫度高的原因。3)吹灰效果差。旋轉式蒸汽吹灰器故障率高，在線維修困難，一般投用半年后就不能轉動，只能按固定吹灰器使用，有效吹灰區(qū)域變小，吹灰效果變差。（4）電、蒸汽和水消耗高電耗占常減壓裝置的5%左右，電耗高的主要因素是泵的效率和電機效率低，裝置負荷率和原油品種變化后調整不及時等。常減壓裝置機

33、泵數(shù)量多、流量大、揚程較高，耗電量大。常減壓裝置的水消耗占能耗的10%左右，包括循環(huán)水、新鮮水、軟化水和除鹽水，循環(huán)水占水消耗的85%以上。循環(huán)水消耗高的原因：一是原油性質和加工量變化后，冷卻器調整不及時；二是開工后期冷卻器結垢，冷卻效果變差。蒸汽的消耗很小，一般5%以下。1.3.2 分餾精度和減壓拔出深度低（1） 分餾精度常壓塔的分餾精度目前尚未引起足夠的重視。對常壓塔的側線分離，重點要重視常頂與常一、常二與常三、常壓拔出率三個分餾精度。A提高常頂與常一線有較高的分餾精度。因為重整進料有過多重組分，會造成重整催化劑積炭增加，活性下降，對半再生固定床重整，其運行周期縮短。B常二線可直接作為成品

34、柴油調合組分或柴油加氫原料。當常三線作為加氫裂化、催化裂化二次加工裝置原料時，較高的常二線與常三線分餾精度，無論是從增產(chǎn)柴油，還是降低加工費用都是有利的。目前多數(shù)裝置常二與常三恩氏蒸餾餾程重疊在15以上，實沸點重疊則超過25。C提高常壓拔出率對提高減壓塔真空度和減壓拔出深度有利。常底重油350餾出是衡量常壓拔出率的重要指標。從2001年中國石化45套常減壓蒸餾裝置統(tǒng)計數(shù)據(jù)看，平均為6.4%，最高為14%，最低為3%，最高與最低相差近5倍。（2）減壓拔出深度常減壓蒸餾減壓拔出深度偏低，這是常減壓蒸餾與國外的主要差距之一11。國內煉油廠二次加工以催化裂化為主，減壓深拔可以增加催化裂化原料。國外加工

35、較輕的原油，如布倫特油或高硫阿拉伯輕質原油，切割點可以達到607.2635；加工重質原油或瀝青質含量高的原油，切割點可以達到565.5593.3。2001年中國石化運行的47套常減壓蒸餾，減壓恩氏蒸餾切割點平均水平為545，最高是加工勝利原油的齊魯1#常減壓蒸餾為564。減壓渣油500餾出平均為7.5%，數(shù)據(jù)說明減渣帶有較多側線組分，所以在減壓拔出深度上與國外尚有較大差距。（3）脫鹽運行工況不理想2002年，中國石化企業(yè)原油電脫鹽運行情況表明有44%的電脫鹽脫后含鹽高于3mg/L；有17%的電脫鹽脫后含鹽高于5mg/L。1.4 常減壓裝置應對的舉措1.4.1 節(jié)能降耗近年來，中國石油常減壓裝置

36、先后實施了幾十項節(jié)能改進措施，如優(yōu)化換熱網(wǎng)絡、優(yōu)化中段回流取熱、降低過汽化率、增加頂循環(huán)匯流取熱、常壓塔汽提段改造、干式減壓技術、減壓爐管擴徑及轉油線改造，抽真空系統(tǒng)改進、加熱爐煙氣余熱回收等12。調整煉廠布局和裝置結構，淘汰一部分落后、無效的煉油裝置或能力，提高煉廠競爭力。1.4.1.1 降低燃料消耗常減壓裝置燃料消耗占總能耗的70%85%，降低燃料油的消耗，也就意味著大大降低了常減壓裝置的能耗。燃料油消耗的主要因素：換熱終溫低、分餾塔未進行優(yōu)化設計與操作、加熱爐效率低。因此降低燃料消耗應從提高加熱爐效率、提高原油換熱終溫著手。（1）提高加熱爐效率提高加熱爐效率，可有效降低爐用燃料消耗。針對

37、目前加熱爐運行存在的主要問題，可采取以下措施：A改善加熱爐設備狀況，提高運行設備完好率。在停工檢修和日常維修中，要重視對加熱爐及輔助設備的檢修和維護。B提高加熱爐運行操作水平。根據(jù)有關制度標準，制訂比較先進的運行控制指標，諸如排煙溫度、煙氣含量，以及切實可行的運行操作方法，通過DCS控制提高加熱爐運行操作水平。（2）提高換熱終溫先進的工藝設計和高效的換熱設備，輔以優(yōu)化的操作控制，可有效提高原油換熱終溫，降低常壓爐燃料消耗。A利用窄點技術優(yōu)化換熱網(wǎng)絡利用窄點技術對常減壓裝置的換熱流程進行調整、優(yōu)化，避免冷熱公用工程的雙份損失，充分回收高溫位熱源的能量，加強低溫位熱源的利用，降低冷熱公用工程消耗。

38、B采用高效換熱器，提高換熱效率在換熱網(wǎng)絡不作大調整的情況下，強化傳熱技術是一很好途徑。采用高效換熱器，是投入少、見效快的提高原油換熱終溫措施。C優(yōu)化常壓塔和減壓塔的操作，優(yōu)化回流取熱在保證各側線餾分質量的前提下，盡可能增加高溫位的中段回流取熱比例，既可以減少低溫位的冷卻排放能，又可有效提高原油換熱終溫。通過增加常壓塔塔盤數(shù)，取消冷回流，用頂循環(huán)回流代替冷回流，頂循回流溫位較高，有利于熱回收，減輕了冷凝冷卻的負荷。塔頂回流還可以采用熱回流，減少過冷量，將塔頂油氣用來與原油進行取熱，對冷熱公用工程都有利。1.4.1.2 降低裝置電耗常減壓蒸餾裝置的耗電設備主要是機泵耗電，提高泵和電機的效率，使機泵

39、在高效運行區(qū)運行是降低電耗的關鍵。（1）提高負荷率提高負荷率一是在裝置設計階段，根據(jù)煉廠規(guī)模定位，合理確定裝置負荷，匹配相應負荷等級機泵。二是優(yōu)化資源配置和加工方案。（2）推廣使用變頻調速技術離心泵變頻調速技術是通過改變電機轉速，來改變泵的轉速和揚程來實現(xiàn)流量調節(jié)的，從而達到節(jié)電效果13。設計合理的變頻調速系統(tǒng)，不僅可以有效節(jié)電，還有利于設備的維護保養(yǎng)；有利于提高自動控制水平；有利于降低噪聲、保護環(huán)境。1.4.1.3 降低蒸汽單耗常減壓蒸餾的蒸汽消耗主要在減壓抽真空、爐塔吹氣和汽提、加熱爐燃料霧化三個方面。降低蒸汽消耗的一個重要環(huán)節(jié)，就是要合理匹配使用蒸汽等級。減壓抽真空用汽，要根據(jù)設計要求匹

40、配合適溫度、壓力等級的蒸汽。1.4.2 裝置大型化，提高加工負荷率中國石油要想趕超世界先進水平，在裝置大型化上一定要緊跟世界潮流，提高經(jīng)濟效益。這是因為裝置規(guī)模越大，物耗越低，操作費用也越低。在擴大生產(chǎn)規(guī)模的同時，提高加工負荷率也是必不可少的1.4.3 提高分餾精度和減壓拔出深度提高分餾精度從提高常壓塔理論塔板數(shù)、保持合理的常壓塔過汽化率、提高汽提段和側線汽提塔的汽提效果以及應用先進控制技術。（1）提高常減壓塔理論塔板數(shù)。對新建或改擴建的常壓塔，通過增加塔盤數(shù)，提高理論塔板數(shù)，來提高常壓塔的分餾精度是經(jīng)濟有效的手段。對運行的裝置，通過更換高效塔盤，也可以提高理論塔板數(shù)，改善常壓塔的分餾精度。（

41、2）保持合理的常壓塔過汽化率。在爐出口溫度和能耗允許的情況下，可根據(jù)最低側線和常底重油的重疊情況，適當提高過汽化率。（3）提高汽提段和側線汽提塔的汽提效果。常壓塔汽提段汽提效果直接影響到常底重油的350前餾分含量；側線產(chǎn)品汽提塔的汽提效果，則直接影響到該側線產(chǎn)品的輕組分攜帶量，要及時根據(jù)原油品種和產(chǎn)品方案變化，調整優(yōu)化汽提蒸汽用量，提高汽提效果。（4）應用先進控制技術。應用以多變量預估控制技術為主要內容的APC技術，可有效提高操作水平。提高減壓拔出深度從提高減壓塔頂真空度、降低汽化段壓力、提高汽化段溫度、采用強化蒸餾技術、應用減壓塔分段抽真空技術以及排除封油和沖洗油的影響方向進行。 減壓拔出深

42、度提高，常減壓蒸餾能耗也增加，所以應根據(jù)減壓渣油的加工流向，合理確定減壓拔出深度14。減壓渣油和最低側線產(chǎn)品全部進催化裂化加工，深拔在經(jīng)濟上不合理；減壓生產(chǎn)潤滑油料時，深拔受側線產(chǎn)品質量限制；減壓渣油生產(chǎn)瀝青，特別是高等級道路瀝青時，拔出深度要考慮瀝青質量的要求；當減壓渣油進入燃料型瀝青裝置、延遲焦化裝置、渣油加氫處理裝置加工或直接調爐用燃料油時，提高減壓拔出深度無論在加工方案優(yōu)化上，還是在經(jīng)濟上，都有重大影響。1.4.4 優(yōu)化電脫鹽運行工況目前國內電脫鹽主體技術水平與國外差距并不很大，造成電脫鹽運行工況不理想的主要原因是在操作和管理上有差距，所以要著力從以下三個方面優(yōu)化操作條件，提高運行水平

43、。（1）優(yōu)選破乳劑、優(yōu)化注入量。目前生產(chǎn)破乳劑的廠家多，品種也多，可分為水溶性和油溶性兩大類，但到目前尚無能適應各種原油品種的“廣譜性破乳劑”，所以要根據(jù)加工原油品質的變化，優(yōu)選破乳劑。因此破乳劑的注入點和注入量需要結合裝置允許特點進行優(yōu)化。（2）優(yōu)化洗滌水注入量和注入點。洗滌水注入點需要優(yōu)化。國內注水量一般控制在5%8%。（3）優(yōu)化工藝條件，加強運行管理。脫鹽溫度和混合器壓降是電脫鹽的兩個重要工藝條件。因此要嚴格控制好這兩項指標。1.4.5 推廣使用阻垢技術常減壓蒸餾的運行周期不斷延長，引起原油換熱器結垢增加、傳熱效率下降，解決辦法之一，就是在開工初期換熱器結垢形成之前加注阻垢劑。1.5 我

44、國蒸餾技術的主要發(fā)展方向（1）裝置聯(lián)合化，流程簡單化，餾分優(yōu)質化。簡化蒸餾裝置、實現(xiàn)煉廠裝置大聯(lián)合是發(fā)展趨勢。為了充分發(fā)揮裝置大聯(lián)合的經(jīng)濟優(yōu)勢，蒸餾裝置將日趨簡化。在高效率下按照總體規(guī)劃要求的流程簡化，在優(yōu)化方案方面反而將變得更加復雜，要將過去蒸餾裝置自成一體，改變煉廠一體化生產(chǎn)裝置中的一個組成部分。（2）保證長周期運行。常減壓裝置的運行周期對煉廠的成本具有重要的影響。隨著煉廠規(guī)?；?jīng)營，對煉廠的影響更為顯著。要求從工藝、設備、管線、操作各個方面系統(tǒng)考慮，形成長周期運行的條件。國外世界級煉廠蒸餾裝置運行周期已達3953個月。（3）含硫重質原油還在大量增加，因此，加工含硫或含硫重質原油將是今后幾

45、年我國蒸餾裝置的重要課題。預計含硫原油加工今后將有較大幅度增加，中國石油應盡早投入研究。一個先進煉油廠的常減壓蒸餾裝置應該具備加工重質、含硫原油的能力。（4）減少加工損失是提高常減壓水平的主要方面；采用新技術綜合優(yōu)化將是進一步提高常減壓裝置水平的重要途徑。主要要優(yōu)化工藝流程、優(yōu)化脫鹽脫水技術、優(yōu)選塔內件和在煉廠約束條件下綜合利用裝置的能量。開發(fā)進一步降低加工能耗和提高拔出率的新技術。（5）為催化裂化、加氫裂化、重油加工和化工生產(chǎn)提供優(yōu)質原料。（6）蒸餾裝置要在煉廠優(yōu)化的總約束條件下進行全面的技術經(jīng)濟分析，選擇最經(jīng)濟合理的工藝方案、技術水平、技術指標，從而為工廠獲得最大的眼前和長遠的經(jīng)濟效益。隨

46、著市場經(jīng)濟的發(fā)展，工藝裝置技術經(jīng)濟指標是衡量裝置水平的根本，這已成為煉油工作者的共識。1.5 結語發(fā)展規(guī)模經(jīng)濟、提高裝置加工負荷率，是中國石油發(fā)展的重中之重。對于中國石油，應從貼近資源、貼近市場和與國內外公司競爭等角度出發(fā)，從滿足成品油市場，特別是滿足化工原料的需求出發(fā)，把企業(yè)“做大”、“做強”，揚長避短，發(fā)揮優(yōu)勢，爭取將大連、蘭州、撫順等有條件發(fā)展的煉油廠，建成具有較強國際競爭力的大型煉油基地，實現(xiàn)煉油裝置的大型化，加強區(qū)域優(yōu)勢。2 設計說明書本次設計以大慶原油為進料設計常壓塔、常壓爐及塔板，下面對設計過程中的一些參數(shù)的確定加以說明。2.1 原油性質及產(chǎn)品性質（1）按照關鍵餾分特性分類方法，

47、大慶原油是低硫石蠟基原油，其主要特點是含蠟量高、凝點高、瀝青質含量低、重金屬含量低、硫含量低。（2）直餾汽油的辛烷值低，僅有37。（3）直餾航空煤油的密度較小，結晶點高，只能符合2號航空煤油的規(guī)格標準。（4） 直餾柴油的十六烷值高、有良好的燃燒性能，但其收率受凝點的限制。（5）煤、柴油餾分含烷烴多，是制取乙烯的良好裂解原料。2.2 常壓塔設計的參數(shù)確定2.2.1 操作壓力的確定確定操作溫度和壓力條件的主要手段是熱平衡和相平衡計算。原油常壓精餾塔的最低操作壓力最終是受制約于塔頂產(chǎn)品接受罐的溫度下塔頂產(chǎn)品的泡點壓力。常壓塔頂產(chǎn)品接受罐在1.02.5MPa的壓力操作時，常壓塔頂?shù)膲毫愿哂诋a(chǎn)品接收

48、罐的壓力。在確定塔頂產(chǎn)品接收罐或回流罐的操作壓力后，加上塔頂餾出物流經(jīng)管線、管件和冷凝冷卻設備的壓降即可計算得塔頂?shù)牟僮鲏毫?5。根據(jù)經(jīng)驗，通過冷凝器或換熱器殼程的壓力降一般約為0.2MPa，使用空冷器時的壓力降可能稍低些。塔頂操作壓力確定后，塔的各部位的操作壓力也隨之可以計算得，塔的各部位的操作壓力與油汽流經(jīng)塔盤時所造成的壓降有關。本次設計選用浮閥塔板，其壓力降在0.40.65kPa。由加熱爐出口經(jīng)轉油線到精餾塔汽化段的壓力降通常為0.034MPa，因此，由汽化段的壓力可推出爐出口壓力。2.2.2 操作溫度的確定確定精餾塔的各部位的操作壓力后，就可以確定各點的操作溫度。氣相溫度是該處油汽分壓

49、下的露點溫度，而液相溫度則是其泡點溫度。設計中按塔板上的汽、液兩相處于相平衡狀態(tài)計算。（1）汽化段溫度汽化段溫度就是進料的絕熱閃蒸溫度16。已知汽化段和爐出口的操作壓力，而且產(chǎn)品總收率或常壓塔拔出率和過汽化度、汽提蒸汽量等也已確定，就可以算出汽化段油汽分壓，于是可以作出進料在常壓、在汽化段油汽分壓下以及爐出口壓力下的三條平衡汽化曲線，根據(jù)預定的汽化段中總汽化率eF，查得汽化段溫度tF。（2）塔底溫度根據(jù)經(jīng)驗原油蒸餾裝置的初餾塔、常壓塔及減壓塔的塔底溫度一般比汽化段溫度低510。（3）側線溫度嚴格地說，側線抽出溫度應該是未經(jīng)汽提的側線產(chǎn)品在該處的油汽分壓下的泡點溫度17。然而往往手頭所有的是經(jīng)汽

50、提后的側線產(chǎn)品的平衡汽化數(shù)據(jù)，為簡化起見，通常都是按經(jīng)汽提后的側線產(chǎn)品在該處油汽分壓下的泡點溫度來計算。側線溫度的計算要用猜測法。先假設側線溫度tm，作適當?shù)母綦x體和熱平衡，求出回流量，認為假設正確，否則，重新假設，直到達到至要求精度為止。（4）塔頂溫度塔頂溫度是塔頂產(chǎn)品在其本身油汽分壓下的露點溫度18。原油常壓塔塔頂不凝氣量很少，可以忽略不計，忽略不凝氣量以后求得的塔頂溫度較實際塔頂溫度約高出3%，可將計算結果成乘以0.97作為采用的塔頂溫度。（5）側線汽提塔塔底溫度當用水蒸氣汽提時，汽提塔塔底溫度比側線抽出溫度約低810.2.2.3 設計中的一些經(jīng)驗數(shù)據(jù).（1） 汽提蒸汽用量（對常壓塔）汽

51、提水蒸氣用量參照表1表1 汽提水蒸氣用量推薦值產(chǎn)品質量分數(shù)（對油），%常一線23常二線23常三線24常 底24從節(jié)能角度來看，在可能的條件下，傾向于減少汽提蒸汽用量。（2）常壓塔塔頂操作壓力在0.130.16MPa之間，通過冷凝器或換熱器殼程壓降約為0.2MPa，加熱爐出口到精餾塔汽化段的壓力降通常為0.034MPa.（3）生產(chǎn)航煤時，原油的最高加熱溫度為360365.2.3 塔板設計中的一些經(jīng)驗數(shù)據(jù)本次設計選用F1型重閥（33克）浮閥塔板，其經(jīng)驗數(shù)據(jù)為：（1） 壓力降為0.40.65kPa（2）板間距與塔徑之間的關系如表2所示：表2 板間距與塔徑的關系表塔徑D，m0.30.50.50.80.

52、81.61.62.02.002.4>2.4塔板間距HT，mm200300300350350450450500500600>600（3） 板上液層高度hL，對常壓塔一般取0.050.1m。（4）塔板選型：凡直徑在2.2m以下的浮閥塔，一般采用單溢流，直徑大于2.2m的塔采用雙溢流及階梯流。（5） 堰長lw：對單溢流一般取lw為（0.60.8）D，對雙溢流，取為（0.50.6）D，其中D為塔徑。（6）液體在降液管內的停留時間比應小于5s。（7） 直徑800mm以內小塔采用整塊式塔板，直徑在900mm以上的大塔，通常用分塊式塔板19。（8） 動能因數(shù)Fo的數(shù)值在910之間。（9） 開孔率

53、：對常壓塔開孔率在1014%之間。（10） 霧沫夾帶量ev<0.1kg（液）/kg（氣）。（11） 取閥孔動能因數(shù)Fo=56作為控制漏液量的操作下限，此時漏液量接近10%。2.4 常壓爐設計中的一些經(jīng)驗數(shù)據(jù)（1）選擇爐型原則A熱負荷小于29MW時，首先考慮采用空心圓筒爐。B熱負荷大于29MW時，可選用爐膛中部排管的圓筒爐或立管立式爐。C處理易結焦、易堵塞的介質（如焦化爐、裂解爐）時，宜用臥管立式爐或無焰燃燒爐20。（2） 我國油-汽聯(lián)合火嘴的標準規(guī)格 有60、100、150、200、300kg/h。（3）排煙溫度t2與油品入爐溫度的關系：一般推薦 t2=+(100150) （4） 常壓原

54、油加熱爐輻射管表面熱強度qR（2900034890）W/m2，管內油料質量流速GF（9801500）Kg/（m/s），管內冷油流速w（0.611.52）m/s（5） 估算QR,圓筒爐對流室用釘頭管或翅片管QR=（0.70.75）Q。（6） 管心距s1，一般推薦s1=2do。（7） 高徑比，對空心圓筒高徑比為1.72.5之間21。（8） 管長規(guī)格：2、2.5、3、3.5、4、4.5、6、8、9、10、12、14、15、16和18等15種規(guī)格。（9） 釘頭管的煙氣質量流速在24kg/（m2*s）。（10） 火嘴總的噴油能力比實際需要量大20%35%。3 常壓塔設計計算3.1 基礎數(shù)據(jù)（1）大慶原油密度：d420=0.8615（2）各產(chǎn)品性質數(shù)據(jù)如表3：表3 大慶原油產(chǎn)品性質數(shù)據(jù)項目相對密度（d420）恩氏蒸餾/0%