基于PLC—DCS現(xiàn)場真實數(shù)據(jù)的延遲焦化核心裝置優(yōu)化設(shè)計研究

劉 暢 ，羅 林 ，方 亮 ，朱南希

（1.安慶職業(yè)技術(shù)學(xué)院，安徽 安慶 246003；2.中石化安慶設(shè)計院寧波分院，浙江 寧波 315001）

遼寧省的地方煉油企業(yè)眾多，其生產(chǎn)工藝相較于中石化等大型央企還稍顯落后。但該類企業(yè)具有規(guī)模小、生產(chǎn)單元少、便于升級改造的特點。遼東地區(qū)某石化企業(yè)200萬噸/年延遲焦化裝置由中石化安慶設(shè)計院于2007年設(shè)計建造，投產(chǎn)已有十余年，現(xiàn)該企業(yè)因升級改造的迫切需求，委托原設(shè)計單位進行生產(chǎn)標(biāo)定和升級改造評估。對延遲焦化系統(tǒng)幾大核心裝置進行改造前的計算分析，并得出核算結(jié)論，為后續(xù)的設(shè)備升級改造提供依據(jù)。本文中所有生產(chǎn)數(shù)據(jù)均來源于霍尼韋爾DCS系統(tǒng)以及各PLC子系統(tǒng)2021年12月20日-23日的真實操作數(shù)據(jù)采集。

本次標(biāo)定計算的目的是對該系統(tǒng)的主要設(shè)備進行考核評價，通過計算發(fā)現(xiàn)設(shè)備運行過程中存在的問題。因此，本研究對該煉化企業(yè)200萬噸/年延遲焦化的核心設(shè)備進行分析核算，標(biāo)定出主要單元的狀態(tài)和最大負(fù)荷。除焦化爐和焦炭塔本身，與之配套的通風(fēng)機、空氣預(yù)熱器、分餾塔、換熱器等都是延遲焦化裝置的核心生產(chǎn)設(shè)備。

1 延遲焦化的工藝簡述

該套裝置采用相對簡化的工藝：換熱→加熱爐對流加熱→分餾塔提餾→加熱爐輻射段加熱→焦炭塔內(nèi)高溫裂解→油氣再分餾→吸收穩(wěn)定→干氣液化氣脫硫，主要由結(jié)焦分餾、吸收穩(wěn)定和脫硫三大環(huán)節(jié)組成。

1.1 焦化部分

該廠的焦化原料為360萬噸/年原料減壓渣油和罐區(qū)存儲渣油,并網(wǎng)進入加熱爐混合到135℃后，送入渣油原料油換熱器（E-1204/A.B）。

分餾塔(C-1202)塔頂回流由分餾塔頂循環(huán)回流泵(P-1207/A.B)抽出經(jīng)頂回流除鹽水換熱器(E-1202)后。進入分餾塔頂?shù)目諝饫鋮s器(A-1202/A.B)降溫至40℃,再入分餾塔。塔頂油氣經(jīng)分餾塔頂空冷器(A-1201/A-D)和冷凝器(E-1201/A-D)冷卻至40℃后，再流入分餾塔頂油氣分離罐(D-1202)。焦化石汽油被汽油泵(P-1208/A.B)抽出送至吸收穩(wěn)定單元。含硫的冷焦溢流水由污水泵(P-1214/A.B)送往脫硫除粉系統(tǒng)。

機械除焦后，用非凈化風(fēng)吹掃焦炭塔(C-1201/A.B)，冷焦產(chǎn)生的大量蒸汽及少量油氣進入接觸冷卻塔(C-1204)底層。塔頂部打入常溫減壓渣油，洗滌下來自塔內(nèi)碎焦中的重質(zhì)油。重質(zhì)油進入塔底用接觸冷卻塔底泵(P-1215)抽出后經(jīng)接觸冷卻塔底油及甩油冷卻器(E-1209/A.B)冷卻后送往接觸冷卻塔下塔頂部或出裝置。

1.2 吸收穩(wěn)定部分

自結(jié)焦環(huán)節(jié)產(chǎn)出的富氣經(jīng)壓縮機(K-1301/A.B)升壓至1.3 MPA，然后經(jīng)焦化富氣空冷器(A-1301/A.B)后,與解析塔(C-1302)的輕組分一起進入富氣水冷器(E-1301/A.B)冷卻至40℃后進入富氣分離罐(D-1301),分離出的富氣進入吸收塔(C-1301),從焦化汽油泵(P-1208/A.B)來的粗汽油進入吸收塔(C-1301)上段作為吸收劑。從穩(wěn)定塔(C-1303)來的穩(wěn)定汽油打入吸收塔（C-1301）頂部作補充吸收劑，與塔底氣體逆流接觸。富氣中的C3.C4組分大部分被吸收下來，吸收塔設(shè)中段回流。從吸收塔（C-1301)頂出來的帶少量吸收劑的貧氣自壓進入再吸收塔(C-1304)底部。再吸收塔塔頂打入來自柴油水冷器(E-1206/A.B)的柴油。柴油作為吸收劑與自下而上的貧氣逆流接觸。以脫除氣體中夾帶的汽油組分。再吸收塔(C-1304)底的富吸收油經(jīng)柴油富吸收油換熱器(E-1205)換熱后返回分餾塔(C-1202)。塔頂氣體為干氣，干氣自壓至焦化干氣脫硫塔(C-1401/A.B)。

從富氣分液罐(D-1301)抽出的凝縮油經(jīng)過解析塔進料泵(P-1301/A.B)升壓進入解析塔進料換熱器(E-1304),加熱至75℃進入解析塔(C-1302)頂部。吸收塔底富吸收油經(jīng)吸收塔底泵(P-1302/A.B)升壓后，進入富氣分液罐(D-1301)。解析塔底重沸器(E-1303)由分餾塔來的蠟油提供全塔熱源。

1.3 脫硫部分

自上一個生產(chǎn)環(huán)節(jié)來的氣相介質(zhì)進入干氣分液罐(D-1401)后再進入脫硫塔(C-1401)，與泵入塔內(nèi)的貧胺液發(fā)生逆向接觸反應(yīng)，焦化干氣中的H2S被胺液充分吸收，其余氣體則經(jīng)沉降罐（D-1402）沉降。

而液化石油氣進入液化氣脫硫塔(C-1402)與來自貧液泵(P-1401/A.B)的貧胺液進行逆向反應(yīng)，同樣去除液化氣中的硫份，塔頂?shù)囊夯瘹饨?jīng)沉降罐(D-1408)沉降后出裝置，回流的富胺液與干氣脫硫的富胺液并聯(lián)通入貧富液換熱器(E-1401)。

自脫硫塔來的富液經(jīng)閃蒸前貧富液換熱器(E-1401)換熱至70±5℃進入富液閃蒸罐(D-1404)將富液中夾帶的輕烴閃蒸出來，防止進入再生塔導(dǎo)致酸性氣帶烴。再生塔塔頂蒸出的氣相組分經(jīng)再生塔頂冷卻器(E-1404)冷卻至40℃左右進入再生塔頂回流罐，液相組分經(jīng)再生塔頂回流泵(P-1403/A.B)加壓后返回塔頂提供液相回流，氣相酸性氣送至硫磺作原料氣。

2 焦化爐和焦炭塔的標(biāo)定計算

2.1 焦化加熱爐標(biāo)定計算

由于加熱爐是焦化裝置中耗能最大的設(shè)備，因此對于加熱爐需要定期進行高頻次的檢測核算，以保持或不斷提高加熱爐的運行效率。在加熱爐的標(biāo)定中，主要是對其效率的檢測和加熱爐爐管強度的核算，效率檢測的方法是正平衡法和反平衡法基本算法[3]。

2.1.1 正平衡計算

①對流室熱負(fù)荷Q1。進入爐的對流渣油為253 624.0 kg/h，入對流段溫度為200℃，出對流段溫度為305℃，經(jīng)核算，對流管熱負(fù)荷為Q1=73.145 GJ/h。

②輻射室熱負(fù)荷Q2。進入爐的輻射渣油為239 800 kg/h，渣油入輻射室溫度為385℃，出輻射室溫度為500℃，注氣量4 125 kg/h經(jīng)核算，輻射室熱負(fù)荷為Q2=88.194 GJ/h。

③在焦化加熱爐的輻射段反應(yīng)熱計算得出：Q3=13.985 GJ/h。

④燃料氣燃燒放熱量Q4。燃料氣低發(fā)熱值總數(shù)為35 476 KJ/Nm3，燃料氣流量為5 446.647 Nm3/h，則求的燃料氣燃燒放熱量Q4=35 476*4 689.3=193.225 GJ/h。

⑤焦化爐熱效率：

2.1.2 反平衡計算

①排煙損失：η煙；焦化爐煙氣組成為O23.25%，CO29.95%，N286.8%，空氣過剩系數(shù)

排煙溫度為170℃，查閱《化學(xué)工程動力設(shè)備手冊》得：η煙=6.70%。

②散熱損失η散，根據(jù)《設(shè)備手冊》取散熱損失占燃料放熱的2.4%。

③反平衡熱效率η反：

2.1.3 爐管表面熱強度計算

2.1.4 輻射油管冷油流速

管內(nèi)油料20℃時的比重是1 030.7 kg/m3，質(zhì)量流量為278 986.4 kg/h ，爐管內(nèi)徑168 mm，爐管程數(shù)2程，輻射油管冷油流速為

結(jié)果匯總：使用2021年12月20日、21日、22日三天的實測數(shù)據(jù)對延遲焦化車間的焦化爐進行了嚴(yán)格的標(biāo)定計算，焦化爐的計算結(jié)果見表1。

表1 2021年12月20日-23日焦化爐計算結(jié)果匯總表

2.2 焦化爐核算結(jié)果討論與分析

由表1可以看出，標(biāo)定期間12月20日-23日焦化爐熱效率為90.74%，已低于原設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)的92%。對流油管熱強度為31 989.05 W/m2，輻射油管熱強度為34 799.5 W/m2。爐管表面強度反映出單位爐管表面積每小時的導(dǎo)熱量，理論上爐管應(yīng)具有較高的平均表面熱強度，一旦該值過大，則說明該輻射室按設(shè)計的加熱任務(wù)操作時有管道破裂的風(fēng)險，此時應(yīng)調(diào)低處理量或增加爐管數(shù)量；從實際核算結(jié)果看，爐管表面熱強度在合理的區(qū)間內(nèi)，說明該輻射室能夠勝任所給定的加熱任務(wù)[4]。

過剩空氣系數(shù)值為1.164，過剩空氣系數(shù)值在經(jīng)驗值（1.05-1.2）內(nèi)。若過剩空氣系數(shù)較大，則煙氣量增大，爐膛溫度較低，輻射傳熱能力差，并因煙氣量陡增而隨煙氣排除的熱量同時增加，拉低了爐內(nèi)熱效率；過剩空氣系數(shù)太小，則燃料燃燒不完全，造成燃料熱值利用率下降。最后的輻射管冷油流速為1.697 m/s，略低于設(shè)計流速1.755 m/s，但對生產(chǎn)不構(gòu)成影響。

排煙環(huán)保指標(biāo)低硫燃料，氮氧化物、顆粒物等符合本地環(huán)保部門的要求。二氧化硫816 t/a；煙塵200 t/a；氮氧化物683 t/a。

2.3 焦炭塔核心指標(biāo)計算

由加熱爐加熱的高溫輻射渣油溫度為490℃-505℃進入焦炭塔底部進行熱裂化反應(yīng)，隨著在塔內(nèi)裂解和縮合，焦炭塔底部形成石油焦，上部油氣經(jīng)大油氣線送至分餾塔。焦炭塔是焦化裝置的反應(yīng)器，是決定裝置處理能力的主要設(shè)備之一。原設(shè)計的焦炭塔采用塔徑為φ8.8 m，切線高為23.5 m。采用材質(zhì)為15CrMoR。共計有2個塔，互為備用作為焦化原料的反應(yīng)器。

2.3.1 塔內(nèi)油氣線速度計算

此次焦炭塔標(biāo)定核算主要是計算油氣在焦炭塔中線速度計算，計算實際速度是否能處于允許操作的安全區(qū)間內(nèi)。表2是裝置處理量是裝置處理量為253.62 t/h，加熱爐出口溫度495℃，焦炭塔塔頂出口溫度420℃。焦炭塔焦化溫度從下部到上部基本在440-450℃，取值445℃。

表2 焦炭塔頂油氣數(shù)據(jù)采集表

油氣在焦炭塔中線速度計算：

總摩爾數(shù)N=∑（Wi/Mi)=1 517.97 kmol,

P=pj/101325=260000/101325=2.57,

V2=22.4(tj+273.15)N/(273.15*3600P)=22.4*718.15*1517.97/(273.15*3600*2.57)=9.6625 m3/s,

V=V2/S=9.6625/60.79=0.159 m/s,

通過計算得出焦炭塔油氣的空塔線速為0.159 m/s。

2.3.2 核算結(jié)論

焦炭塔內(nèi)油氣線速為0.159 m/s，處于經(jīng)驗值0.12-0.21 m/s區(qū)間內(nèi)。此速度在允許范圍內(nèi)處于較低值，可以使更多的焦粉沉積在焦炭塔中，防止帶入分餾系統(tǒng)造成管線阻塞。故油氣線速度完全符合生產(chǎn)要求，無需進行動力提升改造。

3 分餾塔的標(biāo)定計算分析

3.1 分餾塔水力學(xué)計算

分餾塔的核心部件是塔板，分餾塔實際有40塊塔板，根據(jù)板效率，分別取三塊理論板進行抽樣流程模擬。根據(jù)分餾塔各塔板汽液相質(zhì)量流率分布圖，取40＃，20＃，1＃塔板進行水力學(xué)計算，計算結(jié)果如下：

40＃塔板經(jīng)過核算，在203萬噸/年負(fù)荷下能夠正常操作，計算結(jié)果見表3和圖1。

圖1 40#塔板（203萬噸/年負(fù)荷）負(fù)荷性能圖

表3 40#塔板水力學(xué)計算結(jié)果匯總

20＃塔板經(jīng)過核算，在203萬噸/年負(fù)荷下能夠正常操作，計算結(jié)果見表4和圖2。

表4 20#塔板水力學(xué)計算結(jié)果匯總

1＃塔板經(jīng)過核算，在203萬噸/年負(fù)荷下能夠正常操作，計算結(jié)果見表5和圖3。

圖3 1#塔板（203萬噸/年負(fù)荷）負(fù)荷性能圖

表5 1#塔板水力學(xué)計算結(jié)果匯總

3.2 分餾塔核算結(jié)論

分餾塔經(jīng)抽樣3塊不同位置的塔板，收集數(shù)據(jù)，經(jīng)核算，在203萬噸/年滿負(fù)荷下能夠完成日常生產(chǎn)操作。

4 通風(fēng)機及空氣預(yù)熱器核算

該煉油廠延遲焦化車間所用通風(fēng)機為G4-73-12N-14D型。風(fēng)量是單位時間內(nèi)從風(fēng)機出口排出的氣體體積，但以以進口處的狀態(tài)計，以Q表示，單位m3/h。風(fēng)壓是單位體積的氣體通過風(fēng)機時所獲得的能量，以HT表示，單位為J/m3。一般風(fēng)機設(shè)計選型中，風(fēng)量余量一般是1.15-1.3，風(fēng)壓1.2-1.5。

4.1 通風(fēng)機

空氣進通風(fēng)機溫度20℃，20℃時空氣密度是1.20 kg/m3。20℃時理論風(fēng)量54 466.47 m3/h，取漏風(fēng)系數(shù)為1.4，所以實際空氣量是76 253.058 m3/h。

風(fēng)壓計算：

G4-73-12N-14D額定風(fēng)量203 341.5 m3/h，額定風(fēng)壓3 220.7 Pa。實際風(fēng)量是G4-73-12N-14D型通風(fēng)機額定風(fēng)量的37.5%，風(fēng)壓是額定風(fēng)壓的87.9%。

核算風(fēng)機結(jié)論：

通風(fēng)機G4-73-12N-14D額定風(fēng)量20 3341.5 m3/h，額定風(fēng)壓3 220.7 Pa。實際風(fēng)量是G4-73-12N-14D型通風(fēng)機額定風(fēng)量的37.5%，風(fēng)壓是額定風(fēng)壓的87.9%。風(fēng)量和風(fēng)壓都有很大的裕度。

通風(fēng)機的風(fēng)量較小，供風(fēng)系統(tǒng)供風(fēng)不足可能是造成煙氣溫度較高的原因之一。

煙氣擋板漏氣也造成引風(fēng)機風(fēng)量較少，進而導(dǎo)致煙氣溫度過高。

4.2 熱管式空氣預(yù)熱器

4.2.1 風(fēng)量計算

減壓渣油加工量為253.62 t/h時，在焦化爐熱效率不變的情況下，所需燃料氣5 446.647 Nm3/h，進而可得到實際空氣量為76 905.64 m3/h。風(fēng)量是G4-73-12N-14D型通風(fēng)機額定風(fēng)量的37.5%。

理論標(biāo)準(zhǔn)狀況下煙氣量59 913.117 Nm3/h，取空氣預(yù)熱器空氣損失10%，則標(biāo)準(zhǔn)狀況下實際煙氣量66 570.13 Nm3/h。若煙氣溫度120℃，壓力1個大氣壓下，煙氣量：（120+273.15）/273.15×66 570.13=95 815.66 m3/h。則實際煙氣量是95 815.66 m3/h。

4.2.2 熱管式空氣預(yù)熱器熱平衡計算

熱管空氣預(yù)熱器是一種新型的節(jié)能設(shè)備，它利用煙氣的廢熱來加熱進爐的空氣，對于提高爐子的熱效率，節(jié)省燃料具有重要的作用[5]。排煙溫度是170℃，熱平衡計算如下：

熱平衡方程：

式中，Qb：在預(yù)熱器換熱面中，每小時煙氣穿給換熱面的熱量（kJ/h），在穩(wěn)定的傳熱情況下，它等于空氣的吸熱量，也等于經(jīng)過換熱面的傳熱量；Φ：考慮散熱損失的保溫系數(shù)，取0.9；L1、L2—煙氣進入和離開此換熱面時的流量（Nm3/h）；Cb：煙氣平均定壓容積比熱（KJ/Nm3·K）；tf1、tf2：煙氣進入和離開此換熱面時的溫度（K）；β：考慮管道不嚴(yán)密的漏風(fēng)系數(shù)，取1.38；Ca ：空氣的平均定壓容積比熱KJ/Nm3·K）；ta1、ta2：空氣進入和離開此換熱面的溫度（K）；La ：燃料氣燃燒所需的理論空氣量（Nm3/h）；tf1、tf2溫度分別是326℃、170℃，ta1溫度25℃，La是54 466.47 Nm3/h。tf1、tf2、ta1帶入（a）式，計算熱量平衡得，Qb是13 262 731.02 kJ/h即3.68 MW，理論空氣離開熱管式預(yù)熱器的溫度ta2為222.1℃。實際延遲焦化裝置，空氣出熱管式預(yù)熱器的溫度是170℃，因燃料氣的有效功率之一是Q=1.024×（ta2-ta1）×空氣量。

根據(jù)上式可知ta2越大，Q越大即加熱爐的效率越大即提高空氣離開空氣預(yù)熱器的溫度有利于提高加熱爐效率。

4.2.3 加熱爐系統(tǒng)熱管式空氣預(yù)熱器可能存在的問題分析

熱空氣溫度偏低，而冷煙排放溫度過高，其原因有： 液相介質(zhì)在管殼內(nèi)持續(xù)回流，亦存在溫差、雜質(zhì)等不利因素，使材質(zhì)發(fā)生溶蝕；流動阻力增大，使熱管傳熱性能降低；有機介質(zhì)在某個溫度閾值下，快速裂解。另有空氣旁路蝶閥關(guān)閉不嚴(yán)，部分冷空氣走旁路，空氣取熱量減少了，煙氣通過空氣預(yù)熱器后仍有較高的冷后溫度，而空氣因部分走旁路，取熱量不夠的情況，因而已無法達(dá)到原設(shè)計要求。

5 結(jié)論與建議

加強加熱管連鎖管理，以保證熱管的安全。強化燃料選配，優(yōu)選低硫、無雜質(zhì)的燃料，減少煙塵生成量；選用超聲波除塵，降低熱管的熱阻，確保管內(nèi)的導(dǎo)熱效率。加強熱管及工作介質(zhì)的檢查，及時更換失效熱管，適時增加有效熱管數(shù)量。

6 項目建設(shè)的意義與展望

地方性民營煉化企業(yè)在自控領(lǐng)域都以就地式組合儀表和單元式控制系統(tǒng)為主，數(shù)據(jù)分散，難以收集匯總，廠方近年來通過技術(shù)升級，把各子系統(tǒng)并入集散控制系統(tǒng)DCS便于集中控制。各項生產(chǎn)數(shù)據(jù)的采集更為方便，基于教師團隊提供的標(biāo)定計算結(jié)果，再經(jīng)設(shè)計人員的綜合研判，將提出一套切實可行的改進方案。

2021年央企和省級科研資金已立項進行該領(lǐng)域的實踐性科研，因本文已做好了充分的前期理論研究工作，目前該項技術(shù)改造已經(jīng)進入基礎(chǔ)設(shè)計階段，如果改造順利，將為東北極寒地區(qū)的延遲焦化熱效率和生產(chǎn)效率提升方案提供可靠的參考。