洛阳石化专家分享连续重整装置高负荷运行能耗分析及节能优化

主要内容：连续重整装置消耗能源的设备较多， 能耗大， 降低其综合能耗是每个炼油厂迫切需要解决的问题。通过对洛阳石化连续重整装置的能耗组成及影响因素进行分析， 发现影响重整装置能耗的主要因素为燃料气、电、蒸汽。针对此影响因素， 目前已经釆取了节能措施， 如改造重整反应加热炉系统， 节约装置燃料气消耗；增上调风砖， 减少重整反应三合一加热炉互串；根据贫、 富料变化调整重整反应苛刻度；改进部分往复式压缩机负荷调节系统；对部分泵进行叶轮切割；增上预分憎塔塔顶换热器， 利用预分憎塔塔顶富裕热量等。并指出目前节能方面存在的问题， 如部分设备无变频、 加热炉排烟温度高等。针对重整装置目前运行状况， 提出进一步节能优化建议， 如重整正异戊烷分离塔塔底热源改为0.3MPa蒸汽、 优化重整装置原料稳定流程、 适当降低气液分离分罐人口温度、 节约3.5MPa蒸汽消耗等。

超级石化关键词：重整 装置 节能 优化

1前言

中国石油化工股份有限公司洛阳分公司（以下简称洛阳石化）70xl（rt/a连续重整装置是1987年引进法国1FP第一代专利技术，1992年建成投产，以生产高辛烷值汽油组分为目的的汽油型重整装置。2000年该装置围绕洛阳化纤生产需要转变为芳炷型， 向芳桂联合装置提供原料。转型后， 重整反应系统的实际加工能力降低到50x 1（^1/3 0 2005年6月采用国产LPEC技术进行了改造， 使装置规模由50x1（Tt/a恢复至原设计规模VOxlOT/a.通过扩能改造， 目前重整装置的实际加工能力达到TSxKTt/a,达到装置设计负荷的112%。因连续重整装置消耗能源的设备较多， 属炼油装置中用能大户， 并且能耗是以重整进料为计算基准， 而不是以装置源头的预加氢部分石脑油进料为计算基准， 一般连续重整装置的综合能耗为lOOkgEO/B。

根据2018年中国石化集团公司炼油生产装置基础数据， 目前采用国产LPEC三代技术的天津石化装置的能耗为94.56kgEO/t,金陵2号重整装置能耗为86.31kgEO/t,金陵3号重整装置能耗为116.38kgEO/t,其中， 中国石化范围内重整装置的能耗加权平均值为72.22kgEO/t。由于能耗如此巨大，所以降低连续重整装置的综合能耗是每个炼油厂迫切需要解决的问题。本文通过对重整装置高负荷下能耗组成及目前采取的节能措施进行分析， 提出节能优化建议， 来达到装置降本增效的目的。

2连续重整装置能耗组成分析

洛阳石化70xl（Tt/a连续重整装置设计能耗为91.38kgEO/t,截至2018年11月份，2018年洛阳石化连续重整装置年累计实际能耗为68.55kgEO/t（因洛阳石化对各装置燃料气用量存在月度平衡， 此能耗较实际标定时能耗低） ， 具体能耗分布见表lo由表1可知， 目前重整装置高负荷运行工况下，总用能合计为96.85kgEO/t,总产能（装置产凝结水-0.18kgEO/t,装置输出 39kg 蒸汽-17.84kgEO/t 和10kg 蒸汽-9.87kgEO/t 及热出料-0.41kgEO/t）合计为28.30kgEO/t。其中， 燃料气是连续重整装置最大的能耗， 占总用能的5&88%；其次能耗占比较大的是电， 占总用能的17.87%。除此之外，3.5MPa蒸汽（即39kg蒸汽） 占总用能的16.92%,循环水占总用能的3.15%,除氧水占总用能的1.84%。同时， 因余热锅炉和汽轮机背压产汽， 重整装置输出一部分能耗， 主要为3.5MPa蒸汽和l.OMPa蒸汽。

3连续重整装置能耗影响因素分析

由连续重整装置的能耗组成可知， 影响其能耗的主要因素为燃料气、 电、 蒸汽。

3.1燃料气消耗的影响

3.1.1加热炉的影响

连续重整装置共有加热炉八台， 即重整反应加热炉、 预加氢进料加热炉和各分憎塔的重沸炉， 分别为四台圆筒炉（H101、H102、H103、H204）和四台箱式炉（H201A、H201B、H201C、H201D）。炉的数量多就意味着燃料气的消耗量大， 其中重整反应加热炉因反应温降的影响， 燃料气消耗最大， 占装置总燃料气消耗的70%左右。因此， 重整反应加热炉的运行工况对重整能耗存在较大影响。

3.1.2贫、 富料工况的影响

贫、 富料工况对重整装置能耗的影响主要归因于其原料芳怪潜含量的不同。表2为石脑油的原料性质， 由表2可知， 加工贫料时石脑油中环烷烧含量低于富料工况时近10个百分点， 芳桂潜含量低，且正构烷怪含量高， 对重整反应温降和燃料气消耗存在较大影响。

贫、 富料两种加工工况下， 重整反应主要操作参数见表3。

由表3可知， 装置加工富料期间， 各反应温降明显增加， 反应总温降增加近20T,因受制于加热炉负荷限制等原因， 富料阶段不得已降低了反应器入口温度， 导致其床层平均温度低于贫料阶段。表4列出了 2018年6月1日至6月7日期间贫、 富料工况下重整装置标定的能耗数据。由表4可知， 料工况下重整装置能耗为75.67kgEO/t,较贫料工况下的 74.28kgEO/t 高出 1.39kgEO/t。

3.2电消耗的影响

对电能的使用主要是重整氢气增压机、 预加氢循环氢压缩机、 机泵电机、 空冷电机以及再生各电加热器。电量使用量最大的是重整氢气增压机。连续重整装置设置了四台重整氢气增压机， 目前高负 荷状况下三开一备。 由于往复式压缩机一般设计为排量恒定， 在实际生产中， 一部分压缩机出的氢气需要通过返回线返回至压缩机入口， 这就造成了一部分的能源浪费。

3.3蒸汽的影响

连续重整装置是一个产汽和用汽的大户。连续重整装置的蒸汽分为3.5MPa中压蒸汽和l.OMPa低压蒸汽。产生中压蒸汽的位置是重整反应加热炉余热汽包。该装置3.5MPa蒸汽用户为重整循环氢压缩机汽轮机。

4连续重整装置目前采取的节能措施

针对重整装置的能耗组成及其影响因素， 目前已经采取了一系列的节能措施， 并取得了一定的效果。

4.1改造重整反应加热炉系统， 减少燃料气消耗为节约装置燃料气消耗， 利用2015年大检修机会， 对重整反应加热炉实施了节能改造， 主要为：①增加余热回收系统。②重整二反加热炉H201B辐射室增设一套强化传热元件， 将辐射室的整体传热布局进行优化设计， 在满足介质吸热不变的条件下， 降低炉膛烟气平均温度；在总热通量不变的条件下， 减少燃料气的消耗量。经核算， 改造后， 重整加热炉的热效率从原来的89.6%提高到93.5%,重整四合一炉平均减少燃料气消耗约0.53t/h,每年可以节约瓦斯4942t。排烟温度由原来的158七降到110%：,三合一炉对流室氧的含量从4.62%降至2.5%左右。

另外，2019年大检修期间， 增上调风砖， 使重整第三反应加热炉H201C燃烧器的喉口面积缩小，降低了重整第一和第三反应加热炉(H201A/C)热场互串的问题， 提高了炉效率。经测算， 在重整处理量均为93t/h的情况下， 检修前重整反应瓦斯温降单耗(反应炉瓦斯耗量/总温降)为17.8kg/七， 检修后为17.3kg/%。

4.2根据贫、 富料变化调整重整反应苛刻度， 减少燃料气消耗同样苛刻度下， 加工芳炷潜含量高的富料芳炷产率更高。因而， 加工富料时， 重整第二、 第三反应器入口温度降低2花， 在满足生产高辛烷值、 高芳炷含量、 高收率的重整生成油工况下， 瓦斯消耗降低约 100m7ho。

4.3改进部分往复式压缩机负荷调节系统， 降低装置电耗为节约装置电耗，2016年6月， 通过设备改造，将重整氢增压机K202A负荷调节系统改造为气量无级调节系统， 将重整再生循环气压缩机K301S负荷调节系统改造为余隙调节系统， 进一步降低了装置用电量及装置的综合能耗。

4.4对部分泵进行叶轮切割， 降低装置电耗为进一步降低装置的电耗， 对现机泵运行中“大马拉小车” 的现象进行整改， 对重整预分馄塔重沸炉泵P104A、 重整预分憎塔重沸炉泵P207S叶轮进行切割， 切割具体情况如下:P104A叶轮直径由561mm切割至480mm,目前P104A出口压力由1 .OMPa降至0.8MPa、 电流由135A降至95A,每小时节电1.732x电压x节省电流x功率因数= 1.732x0.38x(135-95)x0.77=20.27(kW)， 可节省电费约 9.73万元/a ；P207S叶轮直径由380mm切割至323mm,目前P207S出口压力由1.6MPa降至1,03MPa、 电流由75A降至50A,每小时节电1.732x电压x节省电流 x 功率 因数=1.732 x0.38 x(75 -50) x0.89 =14.64(kW),可节省电费约7.03万元/a。

4.5增上预分憎塔塔顶换热器， 充分利用预分憎塔塔顶富裕热量利用2019年洛阳石化大检修的机会， 重整装置预分憎塔新增预分憎塔顶气与重整装置再接触罐冷油换热器回收余热：①可分担预分憎塔塔顶部分冷却负荷， 降低轻石脑油中的Ce及以上组分；②可将热量传递给再接触冷油， 变相提高芳炷供料温度， 从而达到节能降耗的目的。图1为预分憎塔塔顶换热改造流程图， 由图1可知， 重整再接触油(40T)经新增换热器E101与预分憎塔C101塔顶憎出物(105T左右)换热， 充分利用了 C101塔顶低温热， 使重整生产油供芳桂的热供料温度由65T提高至95七左右。同时， 重整汽油稳定塔C201进料温度由168覽提高到175弋左右，降低了 C201塔底重沸炉燃料气消耗。装置投用该项目后， 预分憎塔塔顶空冷冷换设备负荷降低， 在保持冷后温度相同的情况下， 停用了一台空冷风机；提高了重整汽油稳定塔的进料温度， 在保持重 整汽油质量不变的情况下， 将塔底温度从223七降低至220^,节约瓦斯量约50m3/h；提高了重整汽油出装置的温度， 由71P提高至90P,提高热供料能耗 0.016kgEO/t 。

5连续重整装置进一步节能优化建议

5.1重整正异戊烷分离塔塔底热源改0.3MPa蒸汽。

重整正异戊烷分离塔C202,进料为重整预加氢来拔头油， 塔顶产物为正丁烷和异戊烷， 送至一催稳定单元；塔底产物为正戊烷， 送至化工轻油罐区。目前， 塔底温度为76七， 再沸器热源为l.OMPa蒸汽， 用量为2.40t/h。因该塔的塔底温度较低， 为降低能耗， 建议用0.3MPa蒸汽代替l.OMPa蒸汽， 作为塔底再沸器热源， 以节省l.OMPa蒸汽， 合理组织蒸汽的梯级利用， 提高能量利用率。经设计院核算， 用0.3MPa蒸汽作再沸器E209的热源， E209换热面积能够满足要求， 不需要更换再沸器。因0,3MPa蒸汽存在相变， 再沸器E209热源由0,3MPa蒸汽替代l.OMPa蒸汽时， 用量仅从2.40t/h增至2.45t/h,相差不大， 但将会对能耗产生较大影响。

5.2优化重整装置原料稳定流程。

目前， 重整石脑油稳定塔T3302共有5股进料， 分别为航煤加氢石脑油（初憎点40~45七） 、 直柴加氢石脑油（初憎点40~45七） 、 初顶石脑油（初僧点30紀） 、 常顶石脑油（初憎点48七） 、 外购石脑油（初储点35~40七） 。进料进入石脑油稳定塔T3302,塔顶拔岀组分为C2~C4的含硫液化气并产出含硫气。塔底为稳定石脑油， 稳定石脑油直接进入预分憎塔C101,由于直柴加氢及常顶石脑油初僧点均在40T以上， 基本不含液化气组分， 进入石脑油稳定系统消耗塔底l.OMPa蒸汽（现耗量为10t/h左右）。

建议将常顶石脑油与直柴石脑油改出石脑油稳定塔T3302,并将上述两股料混合， 核算并利用260x1（Tt/a柴油加氢热低分顶油气热量、 低温热水、0.3MPa蒸汽三股热源中的两股， 对混合后的常顶石脑油、 直柴石脑油加热至合适温度， 并与T3302来稳定石脑油混合后进入预加氢分憎塔C101 ,以降低石脑油稳定塔T3302系统的负荷， 降低l.OMPa蒸汽消耗；同时， 增加预分憎塔C101进料温度的调节余地， 提高C101分离效果。

5.3适当降低气液分离分罐入口温度。

节约3.5MPa蒸汽消耗重整反应生成物气液分离分罐D201在实际操作中入口温度的变化会造成重整循环氢纯度的变化， 即对重整循环氢相对分子质量造成影响， 所以在保证重整氢油比一定的条件下， 循环氢压缩机K201汽轮机3.5MPa蒸汽消耗量会发生变化。利用Petro-SIM流程模拟软件对实际工况进行模拟测算， 计算并比较不同温度下汽轮机3.5MPa蒸汽消耗量和水冷器E202循环水流量变化对能耗的影响， 得出D201入口最佳温度控制点。经测试， 在保证重整氢油比为2.2时， 气液分离分罐D201入口温度将从43T降至35P,综合能耗可降低0.55kgEO/t。

6结论

① 对洛阳石化连续重整装置的能耗组成及影响因素进行分析， 重整装置能耗的主要影响因素为燃料气、 电、 蒸汽。

② 针对其能耗影响因素， 目前已经采取的节能措施有：对重整反应加热炉进行优化改造， 根据贫、 富料变化调整重整反应苛刻度， 改进部分往复式压缩机负荷调节系统， 对部分泵进行叶轮切割， 增上预分憎塔塔顶换热器等。经过一系列优化与改造， 重整装置2019年累计能耗为63.39kgEO/t,比2018年综合能耗下降4.62kgE0/t。

③ 针对重整装置目前运行状况 ， 提出进一步节能优化建议：重整正异戊烷分离塔C202塔底热源改为0.3MPa蒸汽、 优化重整装置原料稳定流程、适当降低气液分离分罐入口温度、 节约3.5MPa蒸汽消耗等。