延遲焦化外甩循環(huán)油降低循環(huán)比的可行性分析

龔傳波，涂連濤，張宗有，趙永山

(中國石油獨山子石化分公司煉油廠，新疆 克拉瑪依 833600)

延遲焦化外甩循環(huán)油降低循環(huán)比的可行性分析

龔傳波，涂連濤，張宗有，趙永山

(中國石油獨山子石化分公司煉油廠，新疆 克拉瑪依 833600)

中國石油獨山子石化分公司煉油廠延遲焦化裝置在目前加熱爐出口溫度、焦炭塔操作壓力和分餾塔蒸發(fā)段溫度一定的條件下，采取外甩部分循環(huán)油出裝置的手段降低循環(huán)油的循環(huán)比。結果表明，將循環(huán)比從0.4降低至0.13，延遲焦化裝置蠟油收率上升9.44百分點，柴油收率下降3.37百分點，汽油收率下降2.38百分點，總液體收率提高2.96百分點，焦炭產率下降1.98百分點，能耗降低221.95 MJt。

延遲焦化 循環(huán)比 能耗 液體收率

中國石油獨山子石化分公司煉油廠延遲焦化裝置設計規(guī)模為1.2 Mta，循環(huán)比按0.4設計，操作彈性為 60%～130%，生焦周期24 h。裝置由加熱爐、焦炭塔、分餾部分和放空冷卻部分等組成。裝置采用一爐兩塔延遲焦化工藝，將換熱后的減壓渣油和循環(huán)油混合后進入加熱爐加熱，在焦炭塔中進行高溫熱裂化與縮合反應生成油氣和焦炭。裝置分餾塔塔底的循環(huán)油液位通過去加熱爐進料緩沖罐流量進行串級控制。延遲焦化裝置循環(huán)比是指循環(huán)油量與進裝置新鮮原料量的比值，較大循環(huán)比運行的情況下，氣體產率、汽柴油收率增加，蠟油收率顯著下降，焦炭產率增加，裝置整體的總液體產品收率較低。反之，隨著循環(huán)比的降低，氣體產率、汽柴油收率將有一定程度的減少，蠟油收率顯著上升，石油焦產量將會減少。因此，控制較低的循環(huán)比，不僅有利于提高液體收率，降低裝置能耗，同時可以提高裝置加工負荷。本文主要對延遲焦化外甩循環(huán)油降低循環(huán)比的可行性進行分析。

1 裝置循環(huán)比的操作現狀

1.1 加熱爐出口溫度

加熱爐出口溫度決定焦化原料在焦炭塔內發(fā)生裂化和縮合反應的程度[1]。目前延遲焦化裝置加熱爐出口溫度通?？刂圃?90～505 ℃[2]，出口溫度的高低直接影響焦炭塔內的反應深度，加熱爐出口溫度越高，液體收率越高，焦炭的揮發(fā)分越低。但加熱爐出口溫度越高，加熱爐爐管越容易結焦。為確保裝置長周期運行，延遲焦化裝置加熱爐出口溫度控制在500 ℃左右，可滿足1年機械清焦的運行周期要求。

1.2 原料性質

延遲焦化裝置原料主要是常減壓蒸餾裝置的減壓渣油組分，原料性質單一。日常原料的分析項目有殘?zhí)俊⒘蚝考懊芏?，其中最重要的項目是殘?zhí)?，原料的殘?zhí)恐翟酱?，越需要增大循環(huán)比[3-5]。由于上游常減壓蒸餾裝置減壓深拔較穩(wěn)定，原料渣油殘?zhí)烤S持在16.5%左右，原料性質相對穩(wěn)定。

1.3 焦炭塔操作壓力

由于焦炭塔塔頂餾出油氣直接進入分餾塔，焦炭塔塔頂壓力反映了分餾塔的操作壓力。分餾塔操作壓力越高，油氣中較重組分就越容易液化，造成分餾塔塔底液位上升，因此循環(huán)比增大。同時提高焦炭塔操作壓力將使塔內焦炭中滯留的重質烴類增多，氣體產物在塔內停留時間延長，增加了縮合和二次裂化反應的機會，從而使焦炭產率增加。由于該延遲焦化裝置壓縮機入口設計壓力為不小于0.05 MPa，故目前裝置分餾塔塔頂壓力控制在0.08～0.10 MPa，分餾塔操作壓力較高是制約降低焦炭塔操作壓力的主要因素。同時由于焦炭塔塔頂餾出線易結焦等因素的影響，裝置焦炭塔塔頂壓力維持在0.15 MPa左右。目前裝置無法通過降低焦炭塔操作壓力的方法來實現降低循環(huán)比的操作。

1.4 分餾塔蒸發(fā)段溫度

延遲焦化分餾塔的蒸發(fā)段是指蠟油集油箱以下、換熱擋板上的2～3層塔盤。這段塔盤溫度的控制既是蠟油質量的調節(jié)手段，又是焦化裝置循環(huán)比大小和液體收率的重要調節(jié)手段。分餾塔蒸發(fā)段溫度越高，油氣中重組分進入的蠟油量越多，循環(huán)油量越少，因此，可有效提高焦化液體收率，降低分餾塔塔底液位，從而降低循環(huán)油進加熱爐的量以及降低循環(huán)比。但溫度太高又會造成蒸發(fā)段塔盤結焦，蒸發(fā)段溫度一般控制在380～390 ℃[6]，目前該裝置蒸發(fā)段溫度控制在388 ℃左右，已經處于較高水平，無法通過繼續(xù)提高蒸發(fā)段溫度降低裝置循環(huán)比。

2 循環(huán)油外甩操作方法

延遲焦化裝置循環(huán)油主要性質見表1。從表1可以看出，循環(huán)油成分較重，為介于蠟油和渣油的中間組分[7-8]。

焦化循環(huán)油外甩流程見圖1。循環(huán)油通過分餾塔塔底循環(huán)油泵增壓后與原料換熱器及蒸汽發(fā)生器換熱，溫度降低至200 ℃左右，一部分循環(huán)油進入分餾塔下部回流[9]，控制分餾塔蒸發(fā)段溫度，一部分借用循環(huán)油蒸汽發(fā)生器出口控制閥去原料油罐區(qū)(圖中用紅色線標出)，循環(huán)油可以通過與蒸餾裝置蠟油摻煉調合降低殘?zhí)恐?，調合后的油品殘?zhí)勘３衷?%左右，可作為蠟油加氫裝置的原料，解決了因循環(huán)油組分較重而無法直接二次加工的問題。

表1 延遲焦化裝置循環(huán)油主要性質

圖1 焦化循環(huán)油外甩流程

裝置正常生產期間循環(huán)比控制在0.4左右，循環(huán)油外甩試驗期間，通過提高循環(huán)油外甩去罐區(qū)的量來降低循環(huán)比，不同循環(huán)比條件下的操作參數見表2。從表2可以看出，試驗期間使用性質相對穩(wěn)定的同種減壓渣油原料，同時加熱爐出口溫度、焦炭塔塔頂壓力、分餾塔蒸發(fā)段溫度等操作參數保持一致，試驗期間兩次降低裝置循環(huán)比，循環(huán)比分別降低為0.23和0.13，降低循環(huán)比過程中，為了使裝置加工量保持不變，加熱爐進料分支流量最低降至42 th。

表2 不同循環(huán)比條件下的操作參數

3 循環(huán)油外甩對裝置液體收率、能耗、加工負荷的影響

3.1 液體收率

在其它操作條件未發(fā)生變化的情況下，循環(huán)比由基準條件下的0.4分別降低至0.23和0.13，不同循環(huán)比條件下的產品分布見表3。從表3可以看出：隨著循環(huán)油循環(huán)比降低，液體收率上升，與循環(huán)比為0.4試驗時相比，循環(huán)比為0.23和0.13試驗時，液體收率分別上升1.89百分點和2.96百分點；焦炭產率降低1.13百分點和1.98百分點；蠟油收率上升5.82百分點和9.44百分點；柴油收率下降1.90百分點和3.37百分點；汽油收率下降1.57百分點和2.38百分點。

表3 不同循環(huán)比條件下的產品分布 w,%

3.2 能 耗

裝置能耗以1天為周期計算，不同循環(huán)比條件下裝置能耗見表4。從表4可以看出，降低循環(huán)比，裝置能耗明顯降低，與循環(huán)比為0.4試驗時相比，循環(huán)比為0.23和0.13試驗時，裝置能耗分別降低4.59 MJt和221.95 MJt，其中燃料氣單耗和蒸汽消耗量降低，同時循環(huán)油外甩增加裝置熱輸出，低溫熱輸出上升。

表4 不同循環(huán)比條件下裝置能耗 MJt

表4 不同循環(huán)比條件下裝置能耗 MJt

項 目循環(huán)比04023013新鮮水084013013循環(huán)水664668976479電01301301335MPa中壓蒸汽86986883658134310MPa低壓蒸汽-73861-68677-65041燃料氣1023269526288574低溫熱-15048-15215-26459合計10713310667484938

3.3 加工負荷

循環(huán)油外甩試驗期間，保持裝置加工量不變，裝置循環(huán)比由0.4降低至0.13，加熱爐原料分支流量由48 th降低至42 th，有效降低了加熱爐負荷，為今后提高裝置加工負荷創(chuàng)造了條件。

3.4 經濟效益預測

通過循環(huán)油外甩將循環(huán)比由0.4降低至0.13，焦炭收率降低1.98百分點。按照該焦化裝置1.20 Mta總加工能力計算，預計焦炭產量下降23.76 kta，按蠟油與焦炭差價3 000元t計算，新增經濟效益約7 128萬元a。同時，裝置能耗降低221.95 MJt，按標準燃料油價格3 000元t計算，預計新增經濟效益1 912萬元a，兩項合計增加經濟效益9 040萬元a。

4 結 論

(1)中國石油獨山子石化分公司煉油廠延遲焦化裝置通過循環(huán)油外甩出裝置，將循環(huán)比由0.4降低至0.13，蠟油收率上升9.44百分點，柴油收率下降3.37百分點，汽油收率下降2.38百分點，液體收率提高2.96百分點，焦炭產率降低1.98百分點，裝置能耗降低221.95 MJt。采用循環(huán)油外甩出裝置的方法降低循環(huán)比，實現了提高液體收率、降低能耗的目的。

[1] 瞿國華主編.延遲焦化工藝與工程[M].北京：中國石化出版社，2011：223，301，453

[2] 瞿濱.延遲焦化裝置技術問答 [M].北京：中國石化出版社，2007：37-38

[3] 甘麗林，徐江華，李和杰.可調循環(huán)比的延遲焦化工藝[J].煉油技術與工程，2002，32(10)：8-11

[4] 魏超，袁志祥，肖革江.焦化裝置靈活循環(huán)比流程的應用[J].煉油與化工，2006(1)：60-61

[5] 王洪彬，韓海波，江莉，等.循環(huán)比對塔河常壓渣油延遲焦化工藝過程的影響[J].石油煉制與化工，2016，47(1)：58-61

[6] 王安華.優(yōu)化操作，提高延遲焦化裝置的渣油轉化能力用[J].中外能源，2010，15(2)：85-88

[7] 鄒圣武，陳齊全.延遲焦化裝置甩油全回煉技術及其應用[J].中外能源，2009，14(2)：87-90

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[9] 晁可繩、梁雙雙、崔莉.焦化分餾塔下部優(yōu)化設計 [J].煉油技術與工程，2013，12(5)：9-12

簡 訊

二氧化碳氛圍下的油酸催化加氫脫氧制備C8～C15烷烴

中國的研究人員提出了一條用CO2氛圍代替H2氛圍將油酸轉化為C8～C15烷烴(噴氣燃料餾分)的新途徑。在CO2氛圍中，C8～C15烴的產率(摩爾分數)達73.10%，遠高于H2氛圍中的49.67%。

研究人員稱，在沒有外界H2源參與的情況下，可作為燃料的產物生成過程涉及烯烴C3H6的芳構化、CO2和烷烴C3H8參與的氧化脫氫、以及氫轉移反應，這些反應釋放出油酸中的氫并實現其重排，最后得到可作為噴氣燃料餾分的烷烴。所用催化劑是含10%高度分散的納米鎳顆粒的NiHZSM-5。油酸脫氧實驗在高壓釜中進行。

在CO2氛圍下的加氫脫氧反應途徑與H2氛圍下明顯不同，因為中間體中發(fā)現了8-十七碳烯、γ-硬脂內酯、3-十七碳烯，CO生成途徑也明顯不同。

由于分子篩載體上有很多高度分散的Ni金屬中心，在H2氛圍下觀察到氫溢流，這對短鏈烷烴生成不利，是H2氛圍自身無法避免的缺點。

這項研究以HZSM-5負載的納米鎳金屬顆粒作為油酸脫氧催化劑，通過分別把納米鎳、HZSM-5分子篩和負載納米鎳的HZSM-5分子篩作為催化劑來區(qū)分納米鎳和分子篩酸性位的催化作用。根據反應中間產物分析、C=C雙鍵對催化裂化的影響、氫溢流、以及烷烴由氫轉移反應生成，理清了油酸分別在CO2和H2氛圍下的脫氧途徑。最重要的成果是搞清了在沒有外部H2源、只有CO2的氛圍下，油酸內部的氫原子重排是生成所得液體產物的成因。

[鄧京波摘譯自Green Car Congress，2017-08-01]

FEASIBILITYOFREDUCINGCYCLERATIOOFDELAYEDCOKINGCYCLOIL

Gong Chuanbo， Tu Liantao， Zhang Zongyou， Zhao Yongshan

(CNPCDushanziPetrochemicalCompanyRefinery，Karamay，Xinjiang833600)

Under the consistent conditions of the outlet temperature of heating furnace，the operating pressure of coking tower and the evaporation zone temperature of fractionator，CNPC Dushanzi refinery reduced the circulation ratio of the unit from 0.4 to 0.13 by technique of partially circulating oil.The measures increase the wax oil by 9.44 percentage points and the total liquid yield by 2.96 percentage points，the yield of diesel，gasoline and coke is decreased by 3.37，2.38 and 1.98 percentage points，respectively while the energy consumption is lowered by 221.95 MJt.

delayed coking； circulation ratio； energy consumption； liquid yield

2017-05-09；修改稿收到日期2017-07-07。

龔傳波，工程師，從事煉油工藝管理工作。

龔傳波，E-mail：lyc_gcb@petrochina.com.cn。