半再生重整改造為逆流連續(xù)重整技術的研究

王 婷，袁忠勛

(中國石化工程建設有限公司，北京 100101)

我國現有半再生重整裝置近30套，總加工能力約6.6 Mt/a，由于技術落后，正面臨被逐步淘汰的局面。另一方面，我國目前面臨汽柴油質量升級的任務，迫切需要重整裝置提供更多廉價氫氣。將半再生重整裝置改造為連續(xù)重整裝置，可以在充分利用現有設備、管線及儀表前提下，花費最少投資，增加重整液體收率，提高汽油辛烷值，提高氫氣產率，從而改善產品質量、創(chuàng)造更多經濟效益[1-4]。

連續(xù)重整技術自20世紀70年代發(fā)展至今，全球共建成300多套裝置。目前世界上典型的連續(xù)重整技術分別是美國環(huán)球油品公司(UOP)和法國石油研究院(IFP/Axens)的專利技術。UOP于1996年推出了CycleMax新一代連續(xù)重整工藝，其后又推出了CycleMax-Ⅱ(包括ChlorsorbTM)最新技術。IFP/Axens于1995年推出了RegenC，其后又推出了RegenC-Ⅱ工藝[5]。2013年，世界上首套采用中國石化工程建設有限公司(SEI)開發(fā)的連續(xù)重整新工藝——逆流連續(xù)重整工藝的裝置成功投產。逆流連續(xù)重整工藝采用催化劑與反應物流逆向流動的創(chuàng)新理念，改善了反應條件，創(chuàng)立了新的操作簡便的催化劑循環(huán)方法，為連續(xù)重整工藝增加了新的模式[6]。

本研究以某煉油廠半再生重整裝置搬遷異地改造為逆流連續(xù)重整裝置為例，從產品質量的升級、現有設備的利用及改造等方面討論了半再生重整改造為連續(xù)重整的可實施性。通過比較半再生重整、改造為逆流連續(xù)重整以及新建逆流連續(xù)重整裝置3個方案的公用工程及能耗、技術經濟分析方面論述了改造帶來的經濟效益，為半再生重整技術升級改造提供方向。

1 裝置概況

A廠現有一套閑置的處理能力為0.40 Mt/a的半再生重整裝置，計劃搬遷至B廠并改造為逆流連續(xù)重整裝置。裝置以直餾石腦油、加氫精制石腦油為原料，生產高辛烷值汽油調合組分，同時為B廠的苯抽提裝置提供原料，副產的含氫氣體送至氫氣管網作為加氫裝置氫源。

A廠現有的半再生重整裝置包括預處理部分，采用先拔頭再進行加氫流程，蒸發(fā)塔在預加氫反應器下游，塔底得到合格重整進料；重整部分為4臺反應器并列布置，包括反應部分、再接觸部分及產品穩(wěn)定部分。

搬遷改造后，盡量利舊原有的閑置設備，只新增部分不能搬遷和因地制宜的設備。預處理部分采用全餾分加氫及“兩塔合一”流程，蒸發(fā)塔塔底得到合格重整進料；重整及催化劑再生部分采用逆流連續(xù)重整工藝技術，新增一套催化劑連續(xù)再生系統(tǒng)。反應器采用并列布置型式，重整催化劑采用國產的PS-Ⅵ催化劑。再生回路采用冷循環(huán)流程，再生循環(huán)氣體和氧氯化放空氣采用固體脫氯除去氣體中的氯化物。為了因地制宜適應B廠對產品的需要，新增了C4/C5分離塔和脫C6塔，同時為滿足B廠氫氣管網壓力要求，增加一級外送氫增壓流程。

為了方便表述，分3個方案進行比較：方案一為A廠裝置搬遷至B廠后改造為逆流連續(xù)重整裝置；方案二為A廠裝置搬遷至B廠后維持原半再生重整裝置；方案三為在B廠新建同等規(guī)模的逆流超低壓連續(xù)重整裝置。

2 裝置規(guī)模及原料

裝置重整反應部分的處理量為0.4 Mt/a，預處理部分的處理量為0.49 Mt/a。方案一及方案三，連續(xù)重整再生部分的處理量為500 kg/h(催化劑循環(huán)量)。水力學操作彈性為60%～110%，年開工時數按8 400 h計。

預處理部分原料為直餾石腦油和柴油加氫精制石腦油的混合油。直餾石腦油處理量為0.345 Mt/a，柴油加氫精制石腦油處理量為0.14 Mt/a，二者的組成和性質見表1和表2。

表1 直餾石腦油組成和性質

表2 柴油加氫精制石腦油組成和性質

預處理后重整進料的組成和性質分別見表3和表4。

表3 重整進料的族組成 w，%

表4 重整進料的性質

預處理后重整進料的雜質含量滿足表5所示的指標要求。

表5 重整進料雜質含量指標

3 操作條件和產品比較

催化重整工藝按其催化劑再生方式不同通常可分為半再生(固定床)、連續(xù)再生(移動床)兩種類型。

半再生重整具有工藝流程簡單、投資少等優(yōu)點，但為保持催化劑較長的操作周期，產品辛烷值不能太高，同時重整反應必須維持在較高的反應壓力和較高的氫油比下操作，因而重整反應產物液體收率較低，氫氣產率也低，并且隨著操作周期的延長，催化劑活性將因結焦逐漸減弱，重整產物C5+液體收率及氫氣產率也將逐漸降低，需逐步提高反應溫度直至停工對催化劑進行再生。

連續(xù)重整工藝增加了一套催化劑連續(xù)再生系統(tǒng)，可將因結焦失活的重整催化劑進行連續(xù)再生，從而保持重整催化劑活性穩(wěn)定，因而重整反應可在低壓、低氫油比的苛刻條件下操作，充分發(fā)揮催化劑的活性及選擇性，使重整產物的C5+收率及氫氣產率都較高，催化劑的性能基本保持穩(wěn)定，裝置能維持較長的操作周期。

考慮半再生重整的壓力較高，為了盡可能利舊現有設備，要將其改造為連續(xù)重整，平均反應壓力采用0.80 MPa。如新建連續(xù)重整裝置，則采用目前普遍的超低壓連續(xù)重整技術，平均反應壓力為0.35 MPa。

表6為基于表3中進料組成的3種方案技術對比。其中，連續(xù)重整產品的辛烷值按RON為102考慮，半再生重整的反應苛刻度按產品RON為95考慮。

表6 各方案的主要操作條件和技術指標對比

從表6可以看出：由于連續(xù)重整采用了催化劑連續(xù)再生技術，使重整反應能夠在較低的反應壓力和氫油比下操作，不僅產品辛烷值較高而且可獲得更高的液體收率和氫氣產率。目前普遍采用超低壓(0.35 MPa)的連續(xù)重整工藝，C5+收率和氫產率最高，半再生重整工藝最低。

但采用方案三超低壓(0.35 MPa)的連續(xù)重整工藝，重整反應系統(tǒng)的壓縮機、反應器、加熱爐等關鍵設備及管線都無法利舊。方案一則盡可能利舊現有設備，但由于反應壓力采用0.8 MPa，C5+收率和氫產率與目前普遍采用超低壓(0.35 MPa)的連續(xù)重整工藝相比要低，但比方案二的半再生重整工藝高出很多。

從表6還可以看出：方案一與方案二相比，C5+液體產品的RON提高7個單位，收率增加1.08百分點，按重整進料量0.4 Mt/a計算，每年可多產高辛烷值汽油組分4 kt，可增加稅前銷售收入1 555萬元。

重整裝置的主要產品為高辛烷值汽油調合組分和C6餾分抽提原料，副產品為氫氣、戊烷油、拔頭油、液化氣及燃料氣。3種技術方案下各產品的產量如表7所示。從表7可以看出，方案一與方案二相比，重整產氫率提高1.02百分點，按重整進料量0.4 Mt/a計算，采用連續(xù)重整技術每年可多產純氫4 kt。并且氫氣純度有所提高，可增加銷售收入5 000萬元。

表7 各技術方案下裝置各產物產量的對比 kt/a

4 主要設備改動情況

方案一實施重點為大型設備的利舊，為了考察方案一的可實施性，對原有裝置中的關鍵設備如何適應連續(xù)重整操作條件進行了探討。

4.1 壓縮機

A廠重整裝置原有大型機組7臺，包括離心式壓縮機1臺，往復式壓縮機6臺，其中兩臺預加氫循環(huán)壓縮機已另作它用，一臺氫氣壓縮機(用作氫氣充瓶用)搬遷改造后無法利用，其它4臺可以利舊，但壓力和流量條件與改造后工況有出入。為了適應設備利舊和裝置改造后氫氣操作情況的變化，對氫氣壓縮機作動改。①離心式重整循環(huán)氫壓縮機：原機組入口壓力(絕)1.0 MPa，出口壓力(絕)1.6 MPa，由半再生重整改為連續(xù)重整時反應壓力和氫油比都應降低，經核算可滿足改造要求；綜合考慮B廠蒸汽及氫氣管網情況，改造后重整產氫經重整循環(huán)氫壓縮機增壓后再送重整氫增壓機升壓。②再接觸氫增壓機：A廠重整產氫不先經過循環(huán)氫壓縮機升壓，而是直接由重整氫增壓機升壓；搬遷至B廠后重整產氫先經過循環(huán)氫壓縮機升壓，再由重整氫增壓機繼續(xù)升壓，因此再接觸氫增壓機入口壓力與原設計接近，故考慮原有的增壓機仍可作為改造后的再接觸氫增壓機，兩開一備。搬遷改造為逆流連續(xù)重整后，入口壓力與原設計相當，流量增加1倍。由于原機組余量較大，經核算機組可利舊。

4.2 加熱爐

由A廠搬遷至B廠的加熱爐共計7臺，分別為預加氫加熱爐(F-102)、蒸發(fā)塔塔底加熱爐(F-103)、第一重整加熱爐(F-201A/B)、第二/第三/第四重整加熱爐(F-202/F-203/F-204)和脫戊烷塔塔底加熱爐(F-205)。原裝置的加熱爐負荷較小，其中F-102，F-103，F-201B，F-205為純輻射圓筒爐，它們的煙氣匯入F-201A對流段，利用余熱鍋爐回收煙氣余熱，發(fā)生蒸汽；F-202/F-203/F-204的對流段用于加熱塔底的部分重沸物料，原設計整體熱效率約為88%，搬遷改造后，新設置了一套煙氣余熱回收系統(tǒng)，回收所有爐子的煙氣余熱，使加熱爐熱效率提高到92%。

4.3 塔

A廠原有預加氫流程為先拔頭再進行加氫反應工藝，蒸發(fā)塔在預加氫反應器下游，只有汽提功能。搬遷改造后，預加氫流程改為全餾分加氫，且蒸發(fā)塔作為汽提、分餾功能合二為一的塔，塔的操作負荷比原設計大，為了滿足重整進料分離需要，蒸發(fā)塔需要改造，在上部增加10層塔盤，塔體切線長相應增加。

A廠穩(wěn)定塔及拔頭油分離塔為使用超過20年的壓力容器，按照當地技術監(jiān)督局的相關規(guī)定，不再利舊。搬遷改造項目中，脫戊烷塔、C4/C5分離塔及脫C6塔按新增考慮。

4.4 反應器

因原第一重整反應器(R-201)及第二重整反應器(R-202)均為超過20年的壓力容器，不考慮利舊。搬遷改造后，按照新的催化劑填裝比例新增第一重整反應器[R-201(N)]及第二重整反應器[R-202(N)]。第三重整反應器(R-203)及第四重整反應器(R-204)經檢測合格后利舊，同時為匹配逆流連續(xù)重整催化劑裝填比例，需要將反應器中心管和外網進行部分改造，以滿足搬遷改造后催化劑裝填量需要。

5 公用工程消耗、重整催化劑裝填量及能耗比較

3種方案下重整催化劑的裝填量如表8所示。

表8 重整催化劑裝填量對比 t

從表8可以看出，由于增加了催化劑再生系統(tǒng)，方案一和方案三的催化劑裝量大于方案二。由于方案三空速較方案一高，催化劑裝量稍小于方案一。

3種方案的公用工程消耗及能耗情況見表9，其中燃料氣熱值按34 797 kJ/kg計算。

表9 裝置公用工程消耗及能耗對比

從表9可以看出，由于方案二半再生重整的反應溫度低，產品收率低，且比其它兩個方案少了一套催化劑連續(xù)再生系統(tǒng)，因此能耗最低；由于方案一比方案三重整反應及再生系統(tǒng)壓力高，因此方案一比方案三能耗低。

6 裝置投資及技術經濟比較

3種方案的裝置投資及技術經濟比較見表10，其中產品價格按2014年80美元價格體系計算，產品經濟效益考慮裝置搬遷至B廠后的增量部分。

表10 裝置投資及技術經濟對比

從表10可以看出，由于連續(xù)重整多了一套催化劑連續(xù)再生系統(tǒng)，因而方案一和方案三的投資大于方案二的投資，但是由于產品收率高、經濟效益好，增加的投資一年內即可回收?？紤]到連續(xù)重整工藝具有液體收率高、氫產率高、運轉周期長、經濟效益好的優(yōu)勢，采用逆流連續(xù)重整(方案一或者方案三)工藝方案更為合理。方案三新建逆流連續(xù)重整裝置的投資最高，方案一搬遷改造為逆流連續(xù)重整裝置的投資低于新建逆流連續(xù)重整裝置的投資，又可獲得比半再生重整更多的效益，因此經濟效益最好。

7 結 論

(1)通過對現有設備的利用和改造，裝置搬遷改造工程建成后，將提高全廠汽油質量、增加高標號汽油產量、提高氫氣產率，實現效益最大化。

(2)將半再生裝置改造為逆流連續(xù)重整裝置是對于現有半再生裝置技術升級的最佳途徑之一。

參 考 文 獻

[1] 袁忠勛.催化重整新裝置的建設和老裝置的擴能改造[J].煉油設計，2001，31(7)：5-9

[2] 袁春華.催化重整裝置擴能改造思路探討和工程實踐[J].當代化工，2015，44(1)：69-71

[3] 冀琳.連續(xù)重整與半再生式重整選擇之探討[J].石油煉制與化工，1997，28(9)：32-35

[4] 袁忠勛，李紅.我國半再生重整裝置的擴能改造技術方案探討[J].煉油設計，1999，29(4)：6-10

[5] 徐承恩.催化重整工藝與工程[M].2版.北京：中國石化出版社，2014：436-492

[6] 袁忠勛，羅家弼，任建生.多個反應器逆流移動床催化轉化工藝：中國，CN1247886[P].2000-03-22