田 濤

(中國石化經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，北京 100029)

催化裂化主分餾塔取熱分布優(yōu)化及操作影響研究

田 濤

(中國石化經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，北京 100029)

催化裂化裝置的主分餾塔一般有2～3個(gè)循環(huán)回流，下部塔段中段回流的取熱溫位較高，能量利用價(jià)值大。運(yùn)用PRO/Ⅱ流程模擬軟件，研究了塔頂循環(huán)回流(頂循)、第一中段循環(huán)回流(一中)取熱量變化對(duì)分餾塔的影響。當(dāng)主分餾塔的頂循、一中取熱量增加時(shí)，該塔的氣、液相運(yùn)行負(fù)荷增加。在分餾塔頂循取熱量不變情況下，增大一中取熱量，會(huì)增加油漿下返塔取熱量，降低油漿上返塔和油漿總?cè)崃?；同時(shí)會(huì)略微增加柴油產(chǎn)量，降低油漿產(chǎn)量。頂循取熱量增加，會(huì)使頂循以下塔段的氣相、液相負(fù)荷變大，重組分的分離負(fù)荷上移，汽油、柴油產(chǎn)品的重組分含量增加。

主分餾塔 取熱分布 流程模擬 氣相負(fù)荷 液相負(fù)荷 回流取熱

催化裂化裝置的主分餾塔是將反應(yīng)產(chǎn)物分離成富氣、粗汽油、柴油、回?zé)捰秃陀蜐{的復(fù)合塔，其操作對(duì)整個(gè)催化裂化裝置能耗有重要影響。催化裂化裝置的高溫反應(yīng)油氣呈過熱狀態(tài)進(jìn)入主分餾塔，使得全塔過剩熱量較大[1-2]，通常需要設(shè)置3～4個(gè)中段循環(huán)回流取熱。由于主分餾塔的塔板溫度隨塔板變化較大，下部塔段的取熱溫位較高，因此，在保證主分餾塔各塔段具有足夠回流的條件下，增加塔下部高溫位中段回流的取熱比例可以增加高品質(zhì)能量的輸出，對(duì)降低主分餾塔的操作能耗有重要意義[2]。但是，取熱負(fù)荷分布的變化會(huì)影響該塔的氣液負(fù)荷和分離效果，進(jìn)而對(duì)產(chǎn)品質(zhì)量和流量產(chǎn)生影響。

應(yīng)用流程模擬技術(shù)優(yōu)化計(jì)算催化裂化主分餾塔，可以定量給出各參數(shù)的調(diào)節(jié)數(shù)值，對(duì)于指導(dǎo)裝置實(shí)際運(yùn)行、降低操作能耗有重要意義。趙華等[3]、吳宇等[4]、楊科[5]分別使用PRO/Ⅱ和Aspen Plus模擬軟件計(jì)算了催化裂化主分餾塔氣液負(fù)荷等工藝數(shù)據(jù)，應(yīng)用水力學(xué)分析了主分餾塔操作彈性和各操作指標(biāo)，但并沒有闡述主分餾塔中段取熱對(duì)產(chǎn)品分布、產(chǎn)品性質(zhì)以及操作的影響。顏藝專等[6]研究了應(yīng)用PRO/Ⅱ模擬主分餾塔的建模策略和方法，對(duì)該塔中段取熱進(jìn)行了分析，但是并沒有指出取熱變化優(yōu)化及對(duì)操作工況的影響。

運(yùn)用流程模擬軟件計(jì)算和研究催化裂化主分餾塔的取熱分布對(duì)該塔產(chǎn)品質(zhì)量、收率、操作彈性的影響，對(duì)于指導(dǎo)實(shí)際生產(chǎn)操作具有重要意義，同時(shí)可以快速評(píng)價(jià)該塔操作的節(jié)能潛力。本課題應(yīng)用PRO/Ⅱ模擬軟件建立催化裂化主分餾塔平衡級(jí)模型，研究滿足操作規(guī)定下催化裂化主分餾塔的取熱優(yōu)化及其對(duì)產(chǎn)品分布、產(chǎn)品質(zhì)量的影響。

1 主分餾塔模擬及分析

1.1 模型建立

應(yīng)用PRO/Ⅱ模擬軟件對(duì)某催化裂化裝置的主分餾塔進(jìn)行模擬計(jì)算，結(jié)合裝置的實(shí)際生產(chǎn)工況確定模擬過程工藝參數(shù)。

采用參考文獻(xiàn)[6]模擬策略對(duì)該塔建模，建立15塊平衡理論板模型(塔頂回流罐完成一次氣液分離，因此可以看作一塊理論塔板)。主分餾塔模型結(jié)構(gòu)示意見圖1，產(chǎn)品物性及流量見表1，相關(guān)物流的輕組分流量見表2。模擬中以產(chǎn)品質(zhì)量、取熱量為設(shè)計(jì)規(guī)定，變量包括各板的汽液負(fù)荷、回流參數(shù)等，依據(jù)參考文獻(xiàn)[6]模擬策略符合實(shí)際生產(chǎn)情況。

在分餾塔操作中，塔底蒸汽量11.11 t/h，柴油汽提蒸汽量0.61 t/h，貧吸收油的流量為11.13 t/h。該塔包含4個(gè)取熱回流：塔頂冷回流、塔頂循環(huán)回流(以下簡(jiǎn)稱“頂循”)、第一中段循環(huán)回流(以下簡(jiǎn)稱“一中”)和油漿循環(huán)回流。本模擬中，回流段的取熱控制可通過改變中段抽出量和返塔溫度實(shí)現(xiàn)，參見表3。

圖1 某催化裂化主分餾塔模型結(jié)構(gòu)示意

項(xiàng) 目粗汽油柴油油漿餾程∕℃ 初餾點(diǎn)21.1214.4307.2 30%85.5281.6404.4 50%118.3298.3428.3 90%198.9339.4537.8 終餾點(diǎn)223.9362.7648.0密度∕(g·cm-3)0.7690.9261.008流量∕(t·h-1)53.2124.2613.99

表2 主分餾塔相關(guān)物流的輕組分流量 kg/h

表3 中段取熱回流抽出量及返塔溫度

在優(yōu)化分餾塔中段取熱中，一方面要盡可能多取塔下部的高溫位熱，另一方面又要在取熱量一定的條件下盡可能多抽出，從而提高中段返塔溫度[7-8]，加大中段與其它物流換熱的冷端溫差。

1.2 建模結(jié)果及分析

通過表1～3中的數(shù)據(jù)，利用PRO/Ⅱ模擬軟件計(jì)算主分餾塔操作數(shù)據(jù)，該塔的氣、液相負(fù)荷如圖2所示，其中凈液相負(fù)荷是僅包括塔內(nèi)回流的液相流量，總液相負(fù)荷是包含中段循環(huán)和塔內(nèi)回流的總液相流量。

圖2 主分餾塔氣、液負(fù)荷及溫度分布■—總液相負(fù)荷； ▲—?dú)庀嗔髁浚?◆—凈液相負(fù)荷； ●—溫度

從圖2可以看出，主分餾塔進(jìn)料即反應(yīng)產(chǎn)物以過熱狀態(tài)進(jìn)入主分餾塔第14塔板，與分餾塔內(nèi)回流在第13塔板上進(jìn)行換熱，由于油漿上返塔的外回流呈過冷狀態(tài)，導(dǎo)致第13塔板氣相流量較第14塔板氣相有一個(gè)突降，相同的規(guī)律也發(fā)生在第10塔板和第3塔板上。第13塔板液相以飽和狀態(tài)溢流到第14塔板，由于第14塔板溫度較高，因此會(huì)有部分液相汽化，相應(yīng)第14塔板液相內(nèi)回流要小于第13塔板[8]。第15塔板的抽出油漿分成3股：一股冷卻后進(jìn)入第13塔板(油漿上返塔)，一股冷卻后進(jìn)入第15塔板(油漿下返塔)，一股作為產(chǎn)品。15塔板的液相負(fù)荷包括14塔板溢流和油漿下返塔兩部分之和。第10塔板和第11塔板分別是一中循環(huán)換熱板和抽出板，抽出板的總液相負(fù)荷為246.36 t/h，其中135.79 t/h溢流到第12塔板，其余抽出冷卻后返回第10塔板，中段取熱會(huì)使分餾塔上升氣相在取熱塔段冷凝形成回流；相同的規(guī)律也發(fā)生在頂循第3塔板和第4塔板之間。

第8塔板為柴油抽出塔板，其總液相負(fù)荷54.28 t/h，其中25.83 t/h為柴油側(cè)線抽出，其余以內(nèi)回流溢流到第9塔板，第8塔板到第5塔板的氣液分布可以由隔離體系的平衡計(jì)算得到[8]。第7塔板氣相負(fù)荷輕微增加是由于柴油汽提塔蒸汽和輕烴返塔造成。

第2塔板為塔頂冷回流注入板，塔頂回流罐中有3.83 t/h液相以32.2 ℃注入第2塔板形成塔頂冷回流，由于冷回流向塔頂注入大量汽油，使得塔頂汽油分壓升高，塔頂溫度的控制上限變大[9]。

綜上所述，催化裂化主分餾塔運(yùn)行特點(diǎn)是過熱油氣進(jìn)料與油漿換熱后呈飽和狀態(tài)沿塔上升，每遇到一個(gè)中段回流取熱即有一部分氣相物料冷凝下來，相應(yīng)有一個(gè)液相負(fù)荷增加。

2 取熱優(yōu)化研究

由模擬結(jié)果可以得到主分餾塔的全塔取熱分布，結(jié)果見表4。從表4可以看出，主分餾塔的頂循取熱量占到總?cè)崃康?8.27%，通過優(yōu)化可以降低進(jìn)一步頂循取熱量，增加一中和油漿等高溫位取熱量[3]。

表4 優(yōu)化前的取熱分布

優(yōu)化分餾塔取熱比例會(huì)相應(yīng)改變塔的操作條件，對(duì)汽油、柴油產(chǎn)量，塔頂、塔底油漿取熱量，平衡級(jí)各板氣液負(fù)荷、各板氣液組成(汽油、柴油抽出板干點(diǎn)除外)，平衡級(jí)溫度等會(huì)產(chǎn)生影響。

2.1 取熱量對(duì)分餾塔氣、液相負(fù)荷影響

考察了在其它取熱量不變的條件下，一中循環(huán)和頂循取熱分別增加1.17 MW時(shí)的分餾塔液相、氣相負(fù)荷變化情況，其結(jié)果分別見圖3和圖4。

圖3 頂循、一中取熱量變化對(duì)液相負(fù)荷的影響■—頂循增加1.17 MW； ▲—一中增加1.17 MW；●—原有工況

圖4 頂循、一中取熱量變化對(duì)氣相負(fù)荷的影響●—原有工況； ■—頂循增加1.17 MW；▲—一中增加1.17 MW

由圖3可知，對(duì)比原工況，一中取熱增加1.17 MW，使得第9～13塔板液相負(fù)荷會(huì)增加，第10～12塔板增加幅度會(huì)較大。增加一中段取熱需要增加一中抽出和返回物料流量，即增加分餾塔的外回流，因此導(dǎo)致第10、第11塔板液相負(fù)荷增加幅度較大。頂循取熱增加時(shí)也會(huì)有相同的現(xiàn)象，分餾塔多數(shù)塔板液相負(fù)荷會(huì)受影響。

由圖4可知，一中取熱量增加會(huì)導(dǎo)致分餾塔第10～14塔板氣相負(fù)荷增加。第9板的氣相負(fù)荷不變，這是由于11塔板(一中抽出板)上升的氣相量增加，同時(shí)10塔板(一中返回板)的取熱量也相應(yīng)增大，兩者共同作用使得第9塔板的氣相負(fù)荷基本不變，對(duì)產(chǎn)品分布不會(huì)產(chǎn)生較大影響。當(dāng)頂循取熱增加時(shí)，也會(huì)產(chǎn)生相同規(guī)律。

綜上所述，催化裂化主分餾塔的頂循、中段取熱量增加會(huì)加大分餾塔的氣、液相負(fù)荷，即塔的運(yùn)行負(fù)荷增加。

2.2 一中取熱量對(duì)分餾塔操作的影響

在分餾塔操作中，一中取熱增加，其上部塔段的氣相負(fù)荷減少，當(dāng)氣相熱量不足以將上部溢流液相汽化時(shí)，塔的上部就會(huì)有淹塔傾向，因此必須對(duì)其它塔段取熱量進(jìn)行調(diào)整。圖5是分餾塔達(dá)到熱平衡條件時(shí)，一中取熱量對(duì)油漿上返塔、下返塔和油漿總?cè)崃康挠绊憽?/p>

圖5 一中取熱量對(duì)油漿上返塔、下返塔和油漿總?cè)崃康挠绊憽蜐{上返塔取熱量； ■—油漿總?cè)崃?；●—油漿下返塔取熱量

由圖5可知，操作穩(wěn)定時(shí)，一中取熱量增加，油漿上返塔取熱量減小，即油漿的洗滌和冷凝作用減弱，過熱油氣的冷凝將向分餾塔上部轉(zhuǎn)移；同時(shí)為保證塔底溫度保持不變，油漿下返塔取熱量會(huì)增加；但油漿總?cè)崃繒?huì)減小。所以提高一中負(fù)荷在操作上要求適當(dāng)減小油漿上返塔取熱量。

一中取熱量變化對(duì)產(chǎn)品質(zhì)量和收率也會(huì)產(chǎn)生一定影響[10]，見圖6。由圖6可知，隨著一中取熱量增加，柴油產(chǎn)量會(huì)增大，而汽油產(chǎn)量變化不大，油漿產(chǎn)量會(huì)減小，這說明提高一中取熱量可以提高柴油產(chǎn)量，降低油漿收率。

綜上所述，對(duì)催化裂化分餾塔，增大一中取熱量，會(huì)增加油漿下返塔取熱量，降低油漿上返塔和油漿總?cè)崃縖11]；同時(shí)會(huì)略微增加柴油抽出量，減小油漿產(chǎn)率。

圖6 一中取熱量對(duì)產(chǎn)品產(chǎn)量的影響●—汽油產(chǎn)量； ◆—柴油產(chǎn)量； ▲—油漿產(chǎn)量

2.3 頂循取熱量對(duì)分餾塔操作的影響

圖7是頂循取熱量的變化對(duì)油漿取熱量的影響。從圖7可知，頂循取熱量增加會(huì)導(dǎo)致油漿上返塔取熱量減小、下返塔取熱量增加，總?cè)崃繙p小。這主要由于減小頂循取熱量使得分餾塔頂循以下液相負(fù)荷減小，若不減小塔底上升的氣相負(fù)荷，該塔的液相就不足以提供氣相冷凝所產(chǎn)生的熱量。因此，頂循取熱量減小時(shí)，該塔必然要增加油漿上返塔取熱量來控制分餾塔下部氣相量。

圖7 頂循取熱量的變化對(duì)油漿取熱量的影響◆—油漿上返塔； ●—油漿總?cè)幔?▲—油漿下返塔

圖8是頂循取熱量變化對(duì)分餾塔各側(cè)線產(chǎn)品產(chǎn)量的影響。從圖8可以看出，隨著頂循取熱量的增加，汽油產(chǎn)量變化不大，柴油產(chǎn)量增加，油漿產(chǎn)量降低，這主要是因?yàn)榉逐s塔的取熱負(fù)荷，上部塔段的分離負(fù)荷加大，塔下部的柴油、油漿中的汽油在塔上部得到充分分離。從分餾塔各產(chǎn)品質(zhì)量的分析可以進(jìn)一步驗(yàn)證該結(jié)果，如圖9所示。

圖8 頂循取熱量變化對(duì)產(chǎn)品產(chǎn)量的影響▲—汽油產(chǎn)量； ◆—柴油產(chǎn)量； ●—油漿產(chǎn)量

從圖9可以看出，隨著頂循取熱量的增加，汽油和柴油50%餾出溫度升高，這主要是由于下部塔的取熱量減少，重分組的分離負(fù)荷上移所致。

綜上所示，頂循取熱量增大，會(huì)使頂循以下塔段的氣相、液相負(fù)荷變大，重組分的分離負(fù)荷上移，柴油產(chǎn)量增加，油漿產(chǎn)量減少，同時(shí)汽油、柴油產(chǎn)品的重組分含量增加。

圖9 頂循取熱量變化對(duì)產(chǎn)品質(zhì)量的影響

3 結(jié) 論

(1) 催化裂化主分餾塔的取熱分布優(yōu)化會(huì)影響該塔的氣、液相負(fù)荷流量，進(jìn)而對(duì)產(chǎn)品質(zhì)量和流量及操作產(chǎn)生影響。

(2) 主分餾塔的頂循、中段取熱量增加會(huì)加大該塔的氣、液相負(fù)荷，即塔的運(yùn)行負(fù)荷增加。

(3) 在分餾塔頂循取熱量不變情況下，增大一中取熱量，會(huì)增加油漿下返塔取熱量，降低油漿上返塔和油漿總?cè)崃?；同時(shí)會(huì)略微增加柴油產(chǎn)量，降低油漿產(chǎn)量。

(4) 頂循取熱量增大，會(huì)使頂循以下塔段的氣相、液相負(fù)荷變大，重組分的分離負(fù)荷上移，柴油產(chǎn)品流量增加，油漿產(chǎn)品流量減少，同時(shí)汽油、柴油產(chǎn)品的重組分含量增加。

[1] 林世雄.石油煉制工程[M].4版.北京：石油工業(yè)出版社，2007：290-294

[2] 陳俊武.催化裂化工藝與工程[M].2版.北京：中國石化出版社，2005：32-37

[3] 趙華，孟超鵬，李宏偉.Aspen Plus流程模擬軟件在RFCC主分餾塔的應(yīng)用[J].石油煉制與化工，2007，38(11)：65-68

[4] 吳宇，顏世闖.3.5 Mt/a重油催化裂化裝置主分餾塔工藝模擬和操作狀況分析[J].中外能源 2006，11(2)：43-50

[5] 楊科.催化裂化裝置主分餾塔工藝模擬與分析[J].化工進(jìn)展，2003，22(9)：988-991

[6] 顏藝專，陳清林，張冰劍，等.催化裂化主分餾塔的模擬策略與用能分析優(yōu)化[J].石油煉制與化工 2008，39(6)：35-40

[7] 胡有元.延遲焦化主分餾塔的模擬與設(shè)計(jì)[D].東營：中國石油大學(xué)(華東)，2010

[8] 劉家祺.分離過程[M].北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2008：16-23

[9] 曹漢昌.催化裂化工藝計(jì)算與技術(shù)分析[M].北京：石油工業(yè)出版社，2000：298-412

[10]李學(xué)范，周明宇.催化裂化裝置主分餾塔擴(kuò)能改造模擬及優(yōu)化分析[J].煉油與化工，2005，16(3)：28-30

[11]林曉輝.延遲焦化裝置主分餾塔及吸收穩(wěn)定系統(tǒng)的模擬計(jì)算與優(yōu)化[D].北京：北京化工大學(xué)，2011

EFFECT OF HEAT REMOVAL OPTIMIZATION ON OPERATION OF FCC MAIN FRACTIONATOR

Tian Tao

(Economic&DevelopmentResearchInstitute，SINOPEC，Beijing100029)

The FCC main fractionator usually has 2～3 pump-around (PA) heat exchanger. The lower PA has a higher temperature， indicating more valuable energy available. The effect of the heat removal optimization from the top and middle tower PA of the main fractionator on the operation was simulated using PRO/Ⅱ simulation software. It is found that the increase of the energy recovery from the PA heat exchanger at the tower top and the first PA heat exchanger at the middle tower leads to an increase of the vapor and liquid phase load on the plate of the column. The model also indicates that under the conditions of stable heat recovery from the tower top PA， more heat removal from the middle tower PA needs more heat removal from the lower part of PA of slurry， resulting in lower total heat removal from the slurry (including upper part of PA of slurry)， and higher yield of gasoline and diesel，while the slurry reduces slightly. The increase of heat removal from the tower top PA leads to a larger loading of both of gas and liquids phases at the lower part of the column， which makes the heavier component go up and more heavy components in gasoline and diesel products.

main fractionator； heat removal distribution； process simulation； vapor phase load; liquid； pump-around heat exchanger

2014-03-03； 修改稿收到日期： 2014-06-17。

田濤，從事煉油、化工過程能量?jī)?yōu)化及節(jié)能相關(guān)研究工作。

田濤，E-mail：tiantao.edri@sinopec.com。