工業(yè)加氫裂化反應過程的動態(tài)特性研究

羅少蘭 ， 周 華

(1. 廈門海洋職業(yè)技術學院信息技術系， 福建 廈門 361100；2. 廈門大學化學化工學院化學工程與生物工程系， 福建 廈門 361005)

工業(yè)加氫裂化反應過程的動態(tài)特性研究

羅少蘭1， 周 華2

(1. 廈門海洋職業(yè)技術學院信息技術系， 福建 廈門 361100；2. 廈門大學化學化工學院化學工程與生物工程系， 福建 廈門 361005)

在加氫裂化反應器穩(wěn)態(tài)模型的基礎上， 建立加氫裂化過程的動態(tài)數(shù)學模型. 并根據(jù)反應器的特征采用分段離散化的方法對模型進行簡化求解， 然后在計算機上利用MATLAB平臺結(jié)合不同工況的操作數(shù)據(jù)對模型進行驗證分析. 結(jié)果表明， 所建立的模型能夠較好反映加氫裂化裝置性能且能較好地預測加氫裂化產(chǎn)品的收率分布及反應器的溫度分布的變化情況， 模擬結(jié)果與實際操作狀況一致.

加氫裂化； 動態(tài)特性； 數(shù)學建模； 計算機模擬

0 引言

隨著石油資源的匱乏和環(huán)保呼聲的日益高漲， 加氫裂化工藝可使用劣質(zhì)的原料來生產(chǎn)優(yōu)質(zhì)的輕質(zhì)油, 因此越來越受到人們的重視[1]. 為了提高加氫裂化技術水平、 增加工程設計的可靠性、 優(yōu)化操作參數(shù)、 指導工業(yè)裝置生產(chǎn)， 已經(jīng)有大量的文獻對加氫裂化進行模擬研究， 其成果主要體現(xiàn)在集總動力學方面的研究. 文獻[2]將國外針對集總動力學方面的研究進行了綜述， 趙勁松等[3]采用產(chǎn)品集總的方法建立加氫裂化的動力學模型， 方向晨等[4]針對加氫精制的脫氮動力學進行了詳細的研究. 為了使模擬更加貼合實際過程， 盧建翔[5]結(jié)合加氫裂化反應器裝置的特點， 綜合考慮了加氫脫硫、 加氫脫氮和加氫裂化反應的情況， 已建立更加符合實際情況的加氫裂化反應器的數(shù)學模型. 上述對加氫裂化過程的模擬均只考慮穩(wěn)態(tài)的情形， 由于化工穩(wěn)態(tài)過程只是相對的、 暫時的， 實際過程總存在各種各樣的波動、 干擾以及條件的變化. 這都將引起原有的穩(wěn)態(tài)過程和平衡發(fā)生破壞， 而使系統(tǒng)向新的平衡發(fā)展. 在變化過程中， 工業(yè)過程最為關心的問題是： 1)整個系統(tǒng)產(chǎn)生多大的影響， 產(chǎn)品質(zhì)量、 產(chǎn)量會有多大的波動? 2)有無發(fā)生危險的可能？ 可將會導致哪些危害以及危害程度如何? 3)一旦產(chǎn)生波動或事故， 應當如何處理、 調(diào)整? 4)干擾波動持續(xù)時間多久？ 克服干擾以及從波動到系統(tǒng)恢復正常需要多長時間? 5)開停車的最佳策略[6]. 上述問題通過穩(wěn)態(tài)模擬難以解決， 而必須由化工過程動態(tài)模擬來處理. 為此， Ancheyta針對加氫精制過程的動態(tài)建模與模擬進行了研究[7-8]， 但是并未涉及到加氫裂化過程. 李鐳等[9]采用人工神經(jīng)網(wǎng)絡與偏最小二乘技術相結(jié)合的方法建立了重油加氫裂化過程的動態(tài)模型. 為了更好地分析加氫裂化過程的動態(tài)特性， 本文采用機理建模的方法得到加氫精制及加氫裂化過程的動態(tài)數(shù)學模型， 并在計算機上利用MATLAB平臺對該模型進行求解， 實現(xiàn)該過程的動態(tài)模擬.

1 過程描述

圖1 加氫裂化裝置簡圖

以減壓餾分油(VGO)的加氫裂化反應器為對象， 其流程如圖1所示. 其原料經(jīng)過加熱爐加熱后送入加氫精制反應器， 加氫精制反應器主要將原料油進行脫除硫、 氮化合物以及原料油中的金屬. 然后再進入裂化段進行裂化反應， 生成產(chǎn)物. 經(jīng)過精制和裂化后的產(chǎn)物在加氫裂化主分餾塔中分離得到柴油、 航空煤油、 重石腦油、 輕石腦油和氣體等產(chǎn)品， 為轉(zhuǎn)化的油品在主分餾塔底部循環(huán)到原料油罐進行繼續(xù)反應. 整個反應裝置可分為加氫精制段和加氫裂化段， 其中精制段分兩段床層， 裂化段分四段床層， 實際操作過程中在各段床層之間通入冷氫為反應過程提供氫氣， 由于該反應為放熱反應， 冷氫的加入還控制其反應溫度.

2 反應過程動態(tài)數(shù)學模型

加氫裂化采用減壓餾分油為原料， 其組分相當復雜， 為簡化該過程的模型， 按文獻[5]的假設對該過程進行簡化. 然后考慮反應器中物料和能量的存儲性， 并假定組分和溫度變化只發(fā)生在軸向位置， 忽略徑向位置的積累. 分別根據(jù)物料平衡、 能量平衡、 反應動力學方程對反應器內(nèi)的微元段建立平衡方程.

2.1 加氫精制段動態(tài)模型

1) 物料平衡方程：

其中：u0為空速；k0為裂化反應指前因子；kN0為脫氮反應指前因子；kS0為脫硫反應指前因子；rN為加氫脫氮反應速率；rS為加氫脫硫反應速率；Pij為j集總裂化生成i集總的質(zhì)量分率；l為反應器總長；wi為i組分的質(zhì)量分數(shù).

2) 能量平衡方程：

其中：T為反應器溫度；HRi為i組分加氫裂化反應熱；HN為加氫脫氮反應熱；HS為加氫脫硫反應熱；GH2為氫氣質(zhì)量流量；CpH2為氫氣比定壓熱容；G為進料流量；Cpi為i組分的比定壓熱容.

2.2 加氫裂化段動態(tài)模型

1) 物料平衡方程：

2) 能量守恒：

3) 溫降模型

每個床層之間都有冷氫氣通入， 假設床層之間物料瞬間冷卻， 根據(jù)其能量守恒方程得到每段床層進口溫度為：

其中:Gout, i為床層出口i組分的質(zhì)量流量；Tout, r為r段床層出口溫度；Tin, h為床層入口溫度.

3 動態(tài)模型求解及模擬結(jié)果分析

3.1 動態(tài)模型求解

上述模型中還含有反應動力學等量， 反應動力學及動力學模型參數(shù)按照文獻[5]所提供的方式進行處理. 由以上方程還可以看出， 加氫裂化反應器動態(tài)模型是典型的非線性偏微分方程， 同時存在對時間和空間的偏導數(shù). 這類化工過程的動態(tài)分布參數(shù)模型的數(shù)學處理難度很大， 難以得到解析解[10]. 本文采用分段離散化的方法來簡化， 處理方法是將一個無窮維的分布系統(tǒng)集中化， 化為有限維系統(tǒng)來處理[11]. 其基本思想是將系統(tǒng)分成若干段， 再視每一個位置單元為一個均勻一致的存儲單元， 如此可在每小段對位置積分， 最終將一個二維的分布(時間和空間)化為僅對時間的一維分布的常微分方程組. 針對以上所建立的偏微分方程， 處理步驟如下.

1) 將加氫裂化反應器軸向分段. 加氫裂化反應器總共有六個床層， 按每個床層溫升情況將六個床層分為8， 10， 5， 5， 5， 5段. 第h(h=1～6)個床層第k段長度變量為lk, h.

3) 對偏微分方程(1)～(6)進行空間離散化.

4) 對離散化以后的微分方程組采用MATLAB中的龍格-庫塔方法求解. 求解該模型之前必須獲得模型的參數(shù)， 模型參數(shù)采用文獻[5]中的方法回歸得到的動力學數(shù)據(jù)作為該模型參數(shù)， 遺傳算法求解時根據(jù)工業(yè)過程的實際產(chǎn)率、 各段實測溫度與文獻[5]中穩(wěn)態(tài)模型所求解得到的產(chǎn)物收率及模型模擬溫度之間誤差的平方構造目標函數(shù)， 然后將參數(shù)擬合轉(zhuǎn)化為優(yōu)化問題， 通過求解優(yōu)化目標函數(shù)的最小值從而確定其模型參數(shù). 然后利用文獻[5]中穩(wěn)態(tài)模擬的結(jié)果作為動態(tài)模型求解的初始值， 操作條件采用文獻[5]中的案例三中數(shù)據(jù).

3.2 動態(tài)模擬結(jié)果分析

3.2.1 實時仿真

圖2 加氫裂化裝置床層出口溫度實時模擬

實時仿真主要是通過將工業(yè)加氫裂化裝置的現(xiàn)場數(shù)據(jù)導入到動態(tài)模型中來模擬加氫裂化反應器現(xiàn)場的 運行情況. 選擇某石化加氫裂化裝置2d的工業(yè)生產(chǎn)數(shù)據(jù)， 按照實際工業(yè)操作條件(進料流量、 進料溫度、 冷氫體積流量、 進口氮含量)的變化情況， 模擬床層出口溫度和產(chǎn)率. 溫度實時模擬結(jié)果見圖2(圖2中曲線1～6分別表示各段床層出口溫度)， 由此圖可見， 模擬床層出口溫度和工業(yè)實測值在大部分時間是一致的， 反應器出口模擬溫度與實測溫度的相對誤差低于1%. 產(chǎn)品產(chǎn)率的實時模擬結(jié)果見圖3(圖3中曲線1～3分別代表柴油、 航空煤油及重石腦油產(chǎn)率)， 柴油和航空煤油產(chǎn)率的模擬值和實測值吻合較好， 模擬值與實測值相對誤差小于4%左右. 但是重石腦油的模擬值和實測值相差較大， 其主要原因是工業(yè)采集的重石腦油的數(shù)據(jù)是由分餾塔出來的， 此數(shù)據(jù)還受到分餾塔液位變化的影響. 本文只針對反應器建模， 不涉及分餾塔模型， 在處理重石腦油時只是取2h采樣數(shù)據(jù)的平均值， 由圖3也可以看出重石腦油的模擬值和實測值在一段時間內(nèi)的均值比較一致. 總體而言， 本文所建的動態(tài)機理模擬結(jié)果與裝置實際測量結(jié)果比較吻合.

圖3 加氫裂化裝置產(chǎn)率實時模擬

3.2.2 階躍響應分析

為了分析該裝置的動態(tài)特性， 根據(jù)所建立的動態(tài)數(shù)學模型， 對該模型進行階躍相應測試. 階躍動態(tài)仿真主要考察對輸入變量做階躍變化時， 輸出變量的響應情況. 本文分別對進料流量、 進料溫度以及冷氫進料量做階躍變化， 考察了各段床層出口溫度和產(chǎn)率的響應情況， 所選工況操作條件見表1.

表1 加氫裂化反應器某一工況下的操作條件

1) 進料流量階躍變化. 進料流量階躍變化如圖4所示， 加氫精制段出口氮化物含量變化趨勢如圖5所示. 結(jié)果表明， 當原料油進料流量發(fā)生正階躍5%時， 原料油在反應器中停留時間變短， 使得原料油中氮化物和催化劑接觸時間變短， 最終導致加氫精制段出口的氮濃度增加. 進料流量階躍變化時， 反應器出口段的溫度變化趨勢在圖6中. 溫度響應情況表現(xiàn)為一段床層出口溫度增加， 二段床層出口溫度變化不大， 三到六段床層出口溫度則明顯增加. 由于進料流量的增加， 反應器同一軸向位置相同時間內(nèi)放熱量增加， 在相同時間內(nèi)反應物帶走熱量也增多， 但總體上表現(xiàn)為放熱增強. 進料流量增加， 隨著反應器徑向位置的加深， 裂化反應放熱效果越來越明顯， 為此階躍變化時二到六段床層的出口溫度越來越高. 模擬結(jié)果與工業(yè)過程相符， 當進料流量增加時， 相應的各個床層之間的冷氫流量也要增加， 以保持反應器的溫度恒定. 從圖6中還可看出隨著進料流量的階躍變化， 響應最快的為一段床層出口溫度， 然后依次是二到六段床層的出口溫度.

圖4 進料流量階躍變化 圖5 進料流量階躍變化時出口氮濃度響應情況

圖6 進料流量階躍變化時床層溫度響應情況 圖7 進料流量階躍變化時產(chǎn)率的響應情況

進料流量階躍變化時， 產(chǎn)品收率階躍響應趨勢如圖7所示. 當進料流量增加時， 航空煤油、 重石腦油和輕石腦油的產(chǎn)率隨時間呈下降趨勢， 但下降幅度很小， 最后達到穩(wěn)定， 柴油產(chǎn)率則基本保持不變. 由于裝置的處理能力是固定的， 隨著進料流量的增加， 物流在反應器中的停留時間變短， 反應物中未反應的量也增加， 使原料油轉(zhuǎn)化率有所下降.

2) 進料溫度階躍變化. 在表1的工況條件下， 進料原料溫度在±3 ℃的階躍變化時(如圖8所示)考察各段床層出口溫度和產(chǎn)率. 當進料溫度正階躍變化3 ℃時， 加氫精制反應器出口的氮濃度變低, 如圖9所示. 這是因為進料溫度增加， 反應溫度增加， 從而反應速率增加， 使得原料油中氮的脫除速度加快. 當進料溫度負階躍變化3 ℃時， 加氫精制反應器出口的氮濃度則增加.

圖10給出進料溫度階躍變化時， 各段床層出口溫度的響應情況. 當進料溫度正階躍變化3 ℃時， 各床層反應器出口溫度都增加， 且增幅都比較大， 隨著反應位置的加深， 溫度增幅也越大. 這主要是因為加氫裂化反應器中的反應是屬于強放熱反應， 溫度對于反應速率的影響非常敏感， 床層入口溫度的小變化會帶來出口溫度較大的變化. 隨著反應位置的加深， 反應放出的熱量不斷累積， 導致床層溫度的增加幅度越來越大.

圖11給出進料溫度階躍變化時產(chǎn)物收率的變化情況. 由圖11中可看出， 當進料溫度正階躍變化3 ℃時， 柴油產(chǎn)率減小， 而航空煤油、 重石腦油及輕石腦油的產(chǎn)率則增加. 進料溫度增加， 柴油的生成速率也有所增加， 但是柴油轉(zhuǎn)化速率也增加， 在進料流量保持恒定的情況下， 相對階躍變化前轉(zhuǎn)化速率大于生成速率， 所以柴油的產(chǎn)率反而有點下降. 而航空煤油、 重石腦油和輕石腦油的轉(zhuǎn)化速率低于生成速率， 因此總的產(chǎn)率表現(xiàn)為上升.

圖8 進料溫度階躍變化 圖9 進料溫度階躍變化時出口氮濃度響應情況

圖10 進料溫度階躍變化時床層溫度響應情況 圖11 進料溫度階躍變化時產(chǎn)率的響應情況

3) 冷氫進料流量階躍變化. 按表1的工況條件下考察冷氫階躍變化時， 模型輸出變量(出口氮含量、 反應器各床層出口溫度、 柴油產(chǎn)率、 航空煤油產(chǎn)率、 重石腦油產(chǎn)率及輕石腦油產(chǎn)率)的響應情況. 以第二段床層進口冷氫階躍變化(如圖12所示)為例說明冷氫的影響. 當?shù)诙未矊尤肟诶錃湓黾訒r， 加氫精制段出口的氮含量增加， 如圖13所示. 加氫裂化裝置為富氫環(huán)境， 氫氣量增多對反應影響不大. 但冷氫可控制床層的溫度， 冷氫流量增大時加氫精制反應器下半段反應溫度下降， 將導致加氫脫氮速率降低， 故加氫精制段出口的氮含量增加.

圖12 二段床層進口冷氫進料流量階躍變化 圖13 冷氫進料流量階躍變化時出口氮濃度響應情況

第二段床層入口冷氫增加時第一床層溫度變化甚微， 而其他床層溫度均有所下降， 如圖14所示. 由于第二段冷氫注入后與物料混合向下流動， 因此第一床層溫度基本沒有什么變化. 冷氫流量增加導致原料油轉(zhuǎn)化率降低， 放出的熱量也相對減少， 故其他床層溫度下降是必然的. 當?shù)诙未矊尤肟诶錃湓黾訒r， 航空煤油、 重石腦油及輕石腦油產(chǎn)率隨時間呈下降趨勢， 但柴油產(chǎn)率基本不變詳見圖15. 由于冷氫增加降低了反應溫度， 使反應速率下降， 轉(zhuǎn)化率降低. 原料油轉(zhuǎn)化為柴油， 柴油轉(zhuǎn)化為其他輕質(zhì)餾分油的速率降低， 相互作用下柴油的產(chǎn)率變化不大. 但航空煤油、 重石腦油及輕石腦油的產(chǎn)率則表現(xiàn)為下降.

圖14 冷氫進料流量階躍變化時床層溫度響應情況 圖15 冷氫進料流量階躍變化時產(chǎn)品收率的響應情況

4 結(jié)論

在穩(wěn)態(tài)模型的基礎上建立了加氫裂化反應器的動態(tài)模型. 此后對模型進行了求解驗證， 采用分段離散化的方法來求解動態(tài)模型， 并用工業(yè)數(shù)學進行實時仿真. 結(jié)果表明, 產(chǎn)率和溫度的模擬值與工業(yè)實測值基本吻合， 反應器出口溫度模擬值與實測值相對誤差小于1%， 主要產(chǎn)品(柴油和航空煤油)的產(chǎn)率模擬值與實際值相對誤差在4%以內(nèi). 最后， 還利用此模型簡要分析了加氫裂化反應器的動態(tài)特性, 通過改變進料流量、 進料溫度、 冷氫進料流量， 得到各段床層出口溫度和產(chǎn)率的變化情況， 與實際操作狀況一致.

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(責任編輯： 林曉)

Research on the dynamic characteristics of an industrial hydrocracking reactor by computer simulation

LUO Shaolan1， ZHOU Hua2

(1. Department of Information Technology, College of Xiamen Ocean Vocational, Xiamen, Fujian 361100, China;2. Department of Chemical and Biochemical Engineering, College of Chemistry and Chemical Engineering, Xiamen University, Xiamen， Fujian 361005, China)

Dynamic model for an industrial hydrocracking reactor was established. The model was based on our previous steady state model. The model was transferred into discrete characteristic variables via sub-discretization and solved by MATLAB platform. Then the model was validated by different industrial data. The model was used to predict variation of yield distribution of hydrocracking products and temperatures along the reactor with the role of the step response. The results of simulation were consistent with industrial data.

hydrocracking; dynamic characteristics; mathematical modeling; computer simulation

2014-12-09

羅少蘭(1977-)， 講師， 主要從事計算機模擬與應用等方面研究， westmaple@126.com

國家基金青年基金資助項目(21106120)

10.7631/issn.1000-2243.2015.06.0839

1000-2243(2015)06-0839-07

O643.32

A