D800主風機組增設煙機改造實踐與效果分析

李來君

（1.西安石油大學材料科學與工程學院，陜西 西安710065；2.中國石油化工股份有限公司洛陽分公司，洛陽471012）

D800主風機組增設煙機改造實踐與效果分析

李來君1，2

（1.西安石油大學材料科學與工程學院，陜西 西安710065；2.中國石油化工股份有限公司洛陽分公司，洛陽471012）

文章對催化裂化裝置D800主風機組新增煙機的改造項目進行了具體陳述，對機組改造效果進行評定。同時結合運行記錄對改造效果進行分析計算，基于試運所得數據對整個機組進行了功率復核，并評述節能效果。

節能降耗；改造效果；功率復核

1 概述

中國石化股份有限公司洛陽分公司催化裂化裝置主風機組的布置情況為：一套從美國引進的I-R主風機－煙氣輪機機組做主機，一套凝汽式汽輪機驅動的D1800主風機作備機。為配合裝置處理量的需要，該公司于2000年增設了一臺D800風機，基本上滿足了裝置滿負荷操作時的供風需求。在D800風機并入后，裝置所產生的煙氣量隨之增加，原引進的I-R煙氣輪機不能完全消化，裝置的雙動滑閥開度較大，致使一部分煙氣的壓力能和熱能沒有較好利用，裝置的能耗較大。為增加經濟效益，該公司經過多方論證，決定為D800風機增設煙氣輪機回收這部分能量，達到降低裝置能耗的目的。

2 改造方案

2.1 基本情況

為了降低成本和合理利用資源，本次增設的煙氣輪機為以前替換下來的YL-3000B型煙氣輪機。增設的原則是：充分依托現有的生產裝置和公用工程配套設施，利用現有基礎及管道設施，節約投資，在確保平穩運行的基礎上，最大限度地回收煙氣能量。

2.2 工程設計

根據現場實際情況，工程設計內容主要有：

2.2.1 更換煙機底座及損壞部件，增設煙機－風機膜片式背齒保安型聯軸器。

2.2.2 配齊所缺煙機軸系儀表及調節閥組儀表。

2.2.3 配套改造潤滑油系統。D800風機增加煙機后，原有的油站供油量不夠，擬采用D1800主風機組（編號：1311/1）的油站向D800主風機－煙機機組（編號：1311/2）供油。原D800主風機組的油站停運，并用盲板將其與系統油路隔離。如D800主風機－煙機機組需與D1800主風機組并聯運行，則兩油站聯合運行。

2.2.4 改造煙機煙氣進排氣管道和煙機的冷卻、密封等管線。煙機進氣管道的水平段重新設計、更新，高溫閘閥、蝶閥利舊；煙機排氣管道改為上排氣，重新設計，相應的水封罐也移位。煙機的輪盤冷卻蒸汽、密封蒸汽、密封空氣以及支座冷卻水等配套系統也重新設計、配管。

2.3 工程實施

在多方論證、現場考察的基礎上，開展了增設煙機項目施工并于2012年2月17日進行了試運，機組運行工況良好，表明本次改造工作順利完成。

3 機組改造效果分析

3.1 機組主要設計參數及試運行參數，如表1。

表1 D800主風機組設計參數及試運行參數

3.2 電機功率計算：

根據電機說明書電機額定效率η為0.96，取η為0.96，電機輸出功率可用如下公式表示：

式中：P1N為電機輸入功率；U為電機電壓；I為電機電流；cosφ為電機功率因數；PN為電機輸出功率，η為電機效率。

根據表1中已知參數，可依次求得電機輸出功率，如表1中所示。

3.3 煙機功率計算：

由于流經煙機的煙氣壓力和流量存在一定關系，當煙機入口溫度變化不大時，其入口壓力和流量可以用如下公式表示：

式中：G為煙氣質量流量；P1為煙機入口壓力；A，C為常數。

取煙機平均分子量為29（煙機設計值），則煙機質量流量計算公式如下：

將已知參數代入式4中，可求得相應條件下的煙機質量流量。根據設計參數和實際測定參數求得A＝0.0369，C＝1396，代入式3和式4，根據已知參數依次求得煙機入口質量流量數值（單位為kg/s）和煙機入口標準體積流量（單位為Nm3/min）。其相應煙氣體積流量如表1中所示。

煙機軸功率計算如下公式表示：

式中：Ne為煙機軸功率，kW；G為煙機入口煙氣質量流量，kg/s；M為煙氣分子量；T1為煙機入口煙氣溫度，K；T2為煙機出口煙氣溫度，K；k為煙氣絕熱指數。

對于煙氣，取k=1.304，M=29，根據已知參數代入式5中，可求得煙機軸功率，如表1中所示。

3.4 風機功率計算：

式中：G為空氣的質量流量，kg/s；Qa為空氣的體積流量，Nm3/min；Pa為空氣入口壓力，MPa；R為氣體常數，J/（kg·K）；Ta為風機入口溫度，K。

風機多變效率的計算如下公式所示：

式中：m為多變指數，無量綱；k為絕熱指數，無量綱；ηpol為風機做功的多變效率。

若將風機的做功過程看作氣體的多變壓縮過程，因此多變能量頭的計算公式如下所示：

式中：Hpol為多變能量頭，kJ/kg；R為氣體常數，J/（kg·K）；T1為入口溫度，K；m為多變指數，無量綱；P1為風機入口壓力，MPa；P2為風機出口壓力，MPa。

風機的總耗功率（即輸出功率）計算公式如下所示：

式中：Ptot為多變壓縮過程的總耗功率（即輸出功率），kW；G為風機的入口質量流量，kg/s；ηpol為風機做功的多變效率。

風機的總耗功率可以用比功率進行計算，其公式如下：

考慮到風機出口測量壓力儀表距離風機出口較遠，有大約10KPa的管線壓降。因此實際風機出口壓力應為測量儀表讀數加上10KPa的管線壓降。即及時出口壓力與設計值近似相等。將式7代入式8中，然后將式8和式9代入式10后，取ηpol實際＝ηpol設計，則經過簡化后的計算公式為：

將表1中的已知參數代入式11，可求得風機總耗功率。

由于壓縮機在實際運行過程中存在能量損失，故壓縮機輸出氣體的有效功率Ptot與壓縮機軸功率Psh之間存在一個壓縮機機械效率ηm的相對關系。對于齒輪傳動的壓縮機，根據經驗值估取其壓縮機機械效率ηm為0.97，則根據以下公式：

將式11求得的風機總耗功率代入式12可求得風機的軸功率，如表1中所示。

3.5 機組功率復核：

根據經驗值，煙機效率一般為≥95%，齒輪箱功耗為100～150kW，我們取煙機效率為95%，齒輪箱功耗為130kW，根據所求得的（表1）中的數據，代入如下公式：

可核算出式13中“其他損耗”的數值，其數據如表2：

表2 D800主風機組試運行過程中其他損耗的計算結果

3.6 數據誤差分析：

從表2數據來看，記錄1的其他損耗為279kW，比其他記錄偏大。

具體分析：在機組實際試運行過程中，當風機入口流量逐漸下降至630Nm3/min左右時風機噪聲開始明顯變大，我們認為在此流量下機組開始進入喘振敏感區域，這時風機的多變效率一般會明顯降低。而“記錄1”的風機軸功率數值在核算時仍取設計多變效率值導致風機軸功率計算偏小。

同時為了簡化計算，我們部分參數取設計值，煙機和風機的效率是采用參考資料中的經驗值。所以導致計算結果有一定偏差。但從核算結果來看，“其他損耗”在90～180kW，若按照參考資料中的經驗值，其他損耗一般為≤5%的風機軸功率來估算，其計算數值偏差較小，故計算數據基本準確，計算的數據符合實際情況，能夠作為我們評定改造效果的理論依據。

4 結論

4.1 改造效果

此次改造后，D800機組在操作難度上雖有一定增加，但不存在任何技術問題。同時機組運行1年多以來，煙機運行情況良好，整個機組的振動、位移、瓦溫等指標都很正常，沒有出現過異常情況。因此從以上數據來看，本次改造項目的實施達到了預期的目的。

4.2 節能效果

結合往年生產負荷的調整，在夏季負荷較低的情況下，D800機組將停運。因此我們按D800煙機每年運行250天，平均每小時節電1500kW·h來計算，則全年節電達900萬度。若按電網電價每度0.45元來計算，全年創效達405萬元。而本次改造一次性投入費用約350萬元，而每年的維護成本平均不足10萬元，故本次改造項目的實施，在一年內就能收回成本，經濟效益非常顯著，同時也大大改善了裝置能耗高的問題。

[1]高慎琴.化工機器[M].北京：化學工業出版社，1992.

[2]張玉龍.提高煙氣能量回收機組能量回收率的措施[D].催化裂化協作組第十一屆年會報告論文選集.2007.

[3]黃鐘岳等.透平式壓縮機[M].北京：化學工業出版社，2004.

S379

A

1671-0037（2014）01-58-2

2013年12月6日。

李來君（1984.6-），男，在職研究生，政工師，研究方向：材料工程。