蠟油加氫裂化裝置分餾系統優化研究

趙晨曦，曾文欽，方 友，鄭港西

(中海油惠州石化有限公司，廣東 惠州 516086)

目前石油資源日益重質化、劣質化，而石油產品及煉油過程清潔化要求卻不斷提高，對煉油加工技術提出更高的要求[1]。加氫裂化技術集油品輕質化與產品質量升級、生產過程清潔化于一體，且具有原料適應性強、加工深度高、產品選擇性高等優點，受到國內外煉油和石化行業的廣泛關注[2-4]，增加煉油廠加氫裂化加工能力已是煉油行業的主要發展趨勢[5]。

因此，本研究運用專業流程模擬軟件建立惠州石化4.0 Mta蠟油加氫裂化裝置分餾系統模型[6]，對分餾系統展開綜合性、系統性分析與診斷，尋找其中不合理的或具有優化空間的操作參數，并進行優化分析，提出優化方案，實現分餾系統的操作優化。

1 流程簡述

2 分餾系統問題診斷分析與優化調整

2.1 主分餾塔塔頂壓力優化

操作壓力是影響分餾塔汽化段汽化率的最直接因素，當塔頂操作壓力降低時，油品在分餾塔的汽化率和體系相對揮發度將隨壓力的降低而增加[7-8]。本裝置主分餾塔塔頂壓力為0.15 MPa，比其他煉油裝置如常減壓蒸餾裝置的常壓塔塔頂壓力高出不少，因而存在優化操作的空間。在測算中發現，即使將本裝置主分餾塔(C202)的塔頂壓力降低至0.1 MPa以下，仍然能滿足塔盤水力學與塔頂泵的操作要求，故本研究對主分餾塔進行降壓操作核算并提出以下2個優化方案。

圖1 蠟油加氫裂化裝置分餾系統流程示意C201—硫化氫汽提塔； C202—主分餾塔； C203—噴氣燃料汽提塔； C204—柴油汽提塔；F201—分餾塔進料加熱爐； E201E202—分餾塔進料加熱爐前換熱器； E303—過汽化油循環再沸器； E304—柴油循環再沸器

優化方案一：C202塔頂壓力由0.146 MPa降低至0.100 MPa后仍維持主分餾塔各側線產品控制指標基本不變，則可以把分餾塔進料加熱爐(F201)出口溫度降低4.5 ℃，使加熱爐有效熱負荷降低10.28 GJh。此方案下的主分餾塔詳細參數見表1。由表1可見，降低C202塔頂壓力和F201出口溫度后，塔底抽出溫度降低了6.8 ℃，但粗石腦油、噴氣燃料與柴油在控制指標不變的情況下抽出流量增加，說明主分餾塔產品分離效果變好，從而實現了產品收率增加。

優化方案二：C202塔頂壓力由0.146 MPa降至0.100 MPa后不降低F201出口溫度，則可以進一步提高產品分離效果、減少尾油中的輕組分含量。此方案下的主分餾塔參數具體變化情況見表2。由表2可見，噴氣燃料的終餾點與柴油的95%餾出溫度降低，而對應的柴油與尾油10%餾出溫度卻升高，說明噴氣燃料柴油和柴油尾油的重疊度都降低了，提高了主分餾塔的切割分離效果，尤其是尾油5%餾出溫度增加了14.6 ℃，達到353.4 ℃，有效地減少了尾油中的輕組分的量。

表1 優化方案一下的主分餾塔主要參數變化

注：優化前的數據為建模擬合時的計算值。

表2 優化方案二下的主分餾塔主要參數變化

基于上述兩種方案的對比，本研究最終決定在分餾加熱爐未達到最高負荷時采用優化方案二，即降壓后維持F201出口溫度不變、最大化提高產品分離效果，只有在F201負荷過大時才適當降低F201出口溫度，即轉為優化方案一。圖2為主分餾塔塔頂壓力優化調整趨勢。從圖2可以看出，最終將主分餾塔塔頂壓力在指標范圍內逐步降壓至0.135 MPa(2018年裝置大檢修后修改工藝卡片指標再進一步降壓至0.100 MPa)，使主分餾塔塔頂壓力降低后，大幅度提高了全塔分離效果。

圖2 主分餾塔塔頂壓力調整趨勢

2.2 尾油循環量與汽提蒸汽量優化

為了從分餾塔進料加熱爐取熱給噴氣燃料汽提塔(C203)和柴油汽提塔(C204)提供熱量，在SHELL工藝設計中采用尾油大量循環(設計值為125 th)回加熱爐入口的方案，導致不僅僅是增加提餾段的液相負荷、引起塔板效率降低，而且降低進料中輕組分的濃度、增加精餾段分離的難度、降低噴氣燃料和柴油餾分的收率，同時增加加熱爐的熱負荷，造成能耗增加。

圖3為尾油循環返回分餾塔進料加熱爐流量(尾油循環量)的優化調整趨勢。改變操作工況，噴氣燃料汽提塔和柴油汽提塔不再需要尾油循環就可滿足其再沸器的熱量需求，即從工藝的角度完全可以撤掉尾油循環。因此，提出在維持機泵正常運行的前提下盡可能降低尾油循環量，如圖3所示，最終將尾油的循環量降低至40～50 th，從而降低汽提段液相負荷，減少尾油對輕組分的夾帶，同時使得加熱爐負荷得到有效利用。

圖3 尾油循環量調整趨勢

圖4為加熱爐出口溫度為350 ℃、主分餾塔塔頂壓力為150 kPa時，汽提蒸汽量對尾油中輕組分(不大于350 ℃餾分)含量及分餾塔泛點率的影響。經核算發現，當主分餾塔汽提蒸汽量按設計值1.0 th進行操作時，全塔泛點率偏低，只有73%(如圖4所示)，不利于各塔板上的氣液分離，造成各塔板分離效率低下，產品無法清晰分離。由圖4可以看出，隨著汽提蒸汽量的增加，全塔的泛點率逐漸增大，提升了各塔板的分離效率，從而明顯提高噴氣燃料、柴油和尾油的初餾點，降低了各產品之間的重疊度。在操作優化過程中，受汽提蒸汽管線管徑的限制最終將汽提蒸汽量提高至3.2 th。

圖4 汽提蒸汽量對尾油中輕組分含量和分餾塔泛點率的影響 ■—尾油中輕組分質量分數； ●—分餾塔泛點率

2.3 解決分餾塔進料加熱爐瓶頸問題

分餾塔進料加熱爐作為分餾系統與吸收穩定系統的唯一能量供給單位，一直以來都在裝置高負荷生產或者輕餾分產品收率高時面臨超負荷的難題，從而影響重石腦油、噴氣燃料產品抽出量且存在產品分離重疊度高的問題。因此，本研究提出對整個分餾系統實施能量利用的綜合優化，對于主分餾塔各中段循環采取大流量、小溫差，盡可能地多提供高溫位熱量，對于吸收穩定系統的各塔則優化進料溫度、降低再沸熱量需求。

首先，鑒于吸收穩定系統的穩定塔采用了過汽化油循環(E303)與柴油循環(E304)雙再沸的模式，柴油循環的熱量最大限度地在此處利用，熱源不足部分再由過汽化油循環補充，將過汽化油的熱量最大限度地傳遞給分餾塔進料加熱爐前換熱器E201E202，使加熱爐入口溫度提高約2.5 ℃；其次，在保證尾油泵的正常運行情況下維持最小尾油循環量，從而降低加熱爐入口流量；最后，優化加熱爐煙氣的氧含量、壓力、排煙溫度等，將加熱爐熱效率由91%左右提高至93%以上。從而，在加熱爐瓦斯消耗量略有降低的條件下將加熱爐出口溫度由348.0 ℃提高至349.5 ℃，即為加熱爐提供了降低爐出口溫度1.5 ℃的負荷余地，再加上分餾塔降壓使加熱爐具備降低出口溫度4.5 ℃的負荷余地，最終提供了加熱爐出口溫度降低6.0 ℃的負荷余地，破解了加熱爐負荷不足的瓶頸問題，降低了裝置能耗。

3 優化效果

綜合實施降低分餾塔塔頂壓力、降低尾油循環量至40～50 th、提高汽提蒸汽量至3.2 th一系列優化措施后，裝置產品切割分離更加清晰，大幅度減少了噴氣燃料與柴油、尾油與柴油的重疊度。圖5為優化前后柴油中輕組分餾出溫度的變化趨勢。由圖5可知，在控制噴氣燃料終餾點不變的情況下，優化后柴油的初餾點逐步提高約15 ℃、柴油5%餾出溫度與10%餾出溫度各提高約13 ℃，把柴油中的噴氣燃料餾分最大限度地分離出去。

圖5 優化前后柴油中輕組分餾出溫度的變化 —噴氣燃料終餾點； —柴油5%餾出溫度； —柴油初餾點； —柴油10%餾出溫度

圖6為優化前后尾油輕組分餾出溫度的變化趨勢。由圖6可知，在柴油95%餾出溫度基本不變的情況下，通過將尾油的初餾點由220 ℃提高至280 ℃(遠高于設計值205 ℃)，尾油5%餾出溫度與10%餾出溫度均提高約25～30 ℃，解決了下游尾油加氫裝置因尾油原料輕組分過多占據原料處理空間、導致反應加熱爐負荷高而無法提高裝置負荷的瓶頸問題，使其反應器有效加工能力得到充分發揮，提高目的產品即基礎油收率，提升裝置的整體運行效益。

圖6 優化前后尾油輕組分餾出溫度的變化情況 —柴油95%餾出溫度； —尾油初餾點； —尾油5%餾出溫度； —尾油10%餾出溫度

隨著產品切割清晰度提高，輕餾分產品收率增加，實現了主分餾塔的深拔。圖7為優化前后分餾產品收率的變化趨勢。由圖7可知，優化后重石腦油收率由21%提高至23%，噴氣燃料收率由25%提高至27%，高于其設計值(25.23%)，柴油收率由28%降至26%，遠低于其設計值(29.18%)。

圖7 優化前后分餾產品收率的變化 —重石腦油; —噴氣燃料; —柴油; —尾油

4 結 論

(2)實施優化措施后，提高了主分餾塔的產品分離清晰度且實際應用效果明顯好于理論計算值，在各產品質量控制指標不變的情況下，逐步將柴油的初餾點提高約15 ℃、5%餾出溫度和10%餾出溫度均提高約13 ℃，將尾油的初餾點由220 ℃提高至280 ℃，5%餾出溫度與10%餾出溫度均提高25～30 ℃，將重石腦油的收率由21%提高至23%，噴氣燃料的收率由25%提高至27%，柴油收率由28%降低至26%，從而增加了輕餾分、高附加值產品的收率，提高了裝置效益。

(3)通過分餾塔降壓操作與優化熱量分配提高分餾加熱爐入口溫度，分別為加熱爐提供降低出口溫度4.5 ℃與1.5 ℃的負荷余地，克服了加熱爐負荷不足的瓶頸問題。