连续重整的设计能耗再分析(正文)

18连续重整的设计能耗再分析伍于璞（中国石化集团洛阳石化工程公司）摘要：对国内八套连续重整装置中重整单元设计能耗以及四合一炉、氢气压缩机能耗对重整单元设计能耗的影响和分析。主题词：连续重整重整单元四合一炉氢气压缩机设计能耗分析1.前言在2007年2期《催化重整与芳烃》中的题为《连续重整的设计能耗分析》一文中已对国内六套连续重整装置的设计条件、装置及各单元的能耗作了介绍和初步分析。由于重整单元设计能耗最大，不同装置的重整单元设计能耗不尽相同，有些装置之间设计能耗差异较大，因此，有必要对重整单元几个大耗能设备进行设计能耗的比较和分析，找出差异所在，挖掘节能的潜力。2.连续重整中重整单元的设计能耗分析国内八套连续重整装置重整单元的设计能耗列于表1。表1中所列出的数据若有与《连续重整设计能耗分析》一文中不一致之处均以本文为准。表1连续重整装置重整单元设计参数及能耗项目装置重整进料量进料组成RONLHSVH2/HC增压机出口压力重整单元能耗t/hP/N/Ah－1mol/molMpa（g）MJ/tKg标油/t镇海80万吨/年115.741富料51.84/35.49/12.671022.01.7/2.51.622985.271.3贫料66.27/23.81/9.92镇海120万吨/年150富料54.79/32.22/12.911022.01.97/2.941.622899.069.24贫料71.71/19.86/8.34茂名100万吨/年125富料48.14/37.07/12.911041.642.651.62312774.69贫料67.56/21.66/10.78金陵100万吨/年125富料56.56/32.04/11.41051.643.01.622934.370.08贫料69.78/14.77/15.45大连220万吨/年261.9富料47.79/44.45/8.091021.842.32.8453026.572.29贫料56.47/34.35/9.18青岛150万吨/年178.57269.84/18.26/11.91021.283.02.32588.761.83湛江50万吨/年55.785富料50.09/44.45/5.461022.02.22.4304572.73贫料56.47/34.35/9.18华锦50万吨/年59.525富料34.2/53.6/12.21052.02.62.783213.476.75贫料45.0/47.01/7.9919表1列出了各装置的原料组成、研究法烷值、液时空速、氢油分子比及重整氢增压机的出口压力等设计参数有助于对单元能耗的分析。重整单元设计能耗是根据重整单元中各类公用工程消耗所计算得到的综合能耗，包括燃料、电力、蒸汽、循环水、除氧水、凝结水、净化压缩空气和氮气等。从表1重整单元能耗一栏中可见：有些装置之间差异不大，而有些装置之间则差异相当大，其中最大能耗的是华锦重整单元，最小能耗的是青岛重整单元，两者差值为14.92Kg标油/t，工艺流程基本相同的装置为何出现如此大的差异，为此，有必要对下列单体设备的设计能耗进行分解计算找出主要差异所在。2.1连续重整四合一炉设计能耗比较表2连续重整四合一炉设计能耗比较项目装置RONH2/HC单位四合一炉总加热量进料换热器热端温差（1）进料加热炉加热温差（2）单位进料加热炉加热量四合一炉设计能耗（4）四合一炉设计能耗占重整单元能耗%mol/molMW/t（3）℃℃MW/t（3）MJ/tKg标油/t镇海80万吨/年1021.7/2.50.39254800.12304.657.480镇海120万吨/年1021.97/2.940.38234690.078223453.3677茂名100万吨/年1042.650.38333630.0862233.353.3471.4金陵100万吨/年1053.00.4230610.0782539.860.0685.7大连220万吨/年1022.30.4441750.105271864.989.8青岛150万吨/年1023.00.4038.479.40.106231955.3989.5湛江50万吨/年1022.20.3847820.0842261.354.0174.3华锦50万吨/年1052.60.4249740.0873212.555.2372注：1.进料换热器的热端温差＝换热器热流入口温度－冷流的出口温度。在RON和H2/HC相当条件下温差小则换热深度增加。2.进料加热炉加热温差＝出口温度－入口温度。进料换热器冷流出口温度提高则进料加热炉加热温差减少。3.表中MW/t为每吨重整进料所需的加热量。4。四合一炉设计能耗是按燃料消耗计算。20四合一炉设计能耗比较是表2。四合一炉是重整单元耗能最大的单体设备，这是由重整吸热反应所决定的。由于装置规模不同，为了具有可比性，表中列出的四合一炉总热负荷是以单位重整进料总加热量来表示，即四合一炉总热负荷/重整进料量，单位为MW/t。表中还列出进料换热器的热端温差（表示换热深度的指标）、进料加热炉的加热温差、单位进料加热炉加热量和四合一炉能耗占重整单元能耗％，以供分析参考。从表2中可见：四合一炉的设计能耗一栏中，大连最大64.9Kg标油/t，茂名最小53.34Kg标油/t，其差值为10.56Kg标油/t，从表中所列数据看出四合一加热炉是连续重整单元能耗的主要部分约占71％以上（此值与进料组成、反应苛刻度和H2/HC有关）。从表2还可以看出：镇海的两套装置设计参数基本相同，四合一炉设计能耗却相差4.04Kg标油/t，其主要原因是进料换热器的换热深度不同，表现为进料换热器热端温差相差20℃，进料加热炉加热温差相差11℃，单位进料加热炉加热量相差28％。从表2基本上可以得出一个结论：四合一炉的设计能耗与单位四合一炉总加热量和进料换热器换热深度密切相关。进料换热器换热深度意味着反应产物的热能更有效的回收以减少进料加热炉的热负荷，从而减少四合一炉总加热量达到降低能耗的目的。因此，增加进料换热器换热深度（适当减少热端温差）是重整单元节能潜力之一，但是由于十多年来，对于大规模连续重整装置的进料换热器基本上都采用法国的Packinox独家生产的焊接板式换热器、价格昂贵，一次投资费用较高，往往会作为装置压低投资的目标设备，因此不大可能充分利用该设备加大换热深度的优势挖掘节能潜力就很难做到。当前“节能减排”作为国民经济持续发展的重要国策的形势下，国内自行开发研制高质量、高效的重整进料换热器是十分必要的。目前国产的焊接板式换热器在质量上尚未过关，有待改进。此外，国内新开发的立式缠绕管管壳式换热器已在重整以外的装置中成功应用，据了解其换热深度与焊接板式换热器相当，华锦50万吨/年连续重整业主已经确定在详细设计中试用，预测与立式管壳换热器相比进料换热器热端温差为31℃，可降低进料加热炉热负荷1.23MW，每年可节约燃料1361t，装置能耗可降低2.72Kg标油/t。这种适当付出的代价对于实现“节能减排”的目标是值得的，从适当增加设备的一次投资费用换取长期操作成本的降低以及减少对环境污染的贡献也是合算的。2.2连续重整氢气压缩机动力设计能耗比较21表3连续重整氢气压缩机动力设计能耗比较装置项目镇海80万吨/年镇海120万吨/年茂名100万吨/年金陵100万吨/年大连220万吨/年青岛150万吨/年湛江50万吨/年华锦50万吨/年循环氢压缩机压力Mpa(g)入口0.240.240.240.250.240.240.250.25出口0.570.540.550.550.540.570.510.55型式离心离心离心离心离心离心离心离心驱动机动力3.5Mpa蒸汽(凝汽)1.0Mpa蒸汽(凝汽)3.5Mpa蒸汽(凝汽)3.5Mpa背压至1.0Mpa3.5Mpa背压至1.0Mpa3.5Mpa背压至0.45Mpa1.0Mpa蒸汽(凝汽)1.0Mpa蒸汽(凝汽)增压机压力Mpa(g)入口0.240.240.240.250.4810.510.240.24出口1.671.621.621.622.8452.32.42.78形式电动往复离心离心离心离心离心电动往复电动往复驱动机动力6000V电机3.5Mpa蒸汽(凝汽)3.5Mpa蒸汽(凝汽)3.5Mpa蒸汽(凝汽)3.5Mpa蒸汽(凝汽)3.5Mpa背压至1.0Mpa6000V电机6000V电机循环氢压缩机设计能耗MJ/t384.89431.16349.82128.51230.48365.33342.24379.54Kg标油/t9.1310.38.363.075.58.238.179.06增压机设计能耗MJ/t716.08718.49807.29699.65775.23301.64658.59699.7Kg标油/t17.1017.1619.2816.7118.527.215.7316.71合计能耗MJ/t1100.971149.651157.12828.181005.72666.971000.831079.24Kg标油/t26.2327.4627.6319.2724.0215.9323.925.77氢油分子比1.7/2.51.97/2.942.653.02.23.02.22.6重整反应苛刻度RON102102104105102102102105循环氢压缩机气体量循环氢循环氢循环氢循环氢循环氢+增压氢循环氢+增压氢循环氢循环氢3.5Mpa蒸汽单耗t/t0.1240.210.3440.4640.5581.014-0.21-0.22实耗t/h14.43（-27.6）32（-35.14）43（-29.36）58（-27.86）146.2（-73.6）181.1（-46.7）（-11.7）（-13.09）1.0Mpa蒸汽单耗t/t0.15-0.256-0.4-0.60.110.16实耗t/h22.6-32-104.1-107.36.09.80.45Mpa蒸汽实耗t/h-73.822注：1.3.5Mpa蒸汽实耗中有前后两项，前者为压缩机耗汽，括号内为四合一炉对流段产汽以供参考，耗汽为“＋”，产汽为“－”；单耗仅为压缩机单耗。2.1.0Mpa、0.45Mpa蒸汽压缩机耗汽为“＋”，背压汽“－”。3.蒸汽的单耗和实耗不含润滑油泵、封油泵是否用蒸汽驱动。连续重整的循环氢压缩机和重整氢增压力两个台位的氢气压缩机动力设计能耗列于表3，这两个台位的压缩机动力能耗也是比较大的。从表3所列的100万吨/年以上规模的五套均采用蒸汽透平驱动的离心式压缩机，其余三套规模较小的其增压机采用电动往复式压缩机。从表中的设计参数可见，前四套增压机出口压力位1.62Mpa(g)，这是与已有炼油企业的氢气管网压力相适应，后四套为新建炼油企业，氢气管网压力均高于2.0Mpa(g)，因此增压机出口压力均在2.3Mpa(g)以上，其中两套规模为50万吨/年的装置中循环氢压缩机和增压机分别采用蒸汽凝汽透平驱动的离心机和电动往复式压缩机（小规模电动压缩机升压易于实现）。另外两套规模大的装置均采用蒸汽透平驱动的离心式压缩机；为了合理配制和减少增压机制造难度，目前采用的是循环氢与重整氢在循环氢压缩机中全量压缩，压缩机出口的一部分作为循环氢，另一部分作为重整氢进入增压机进行两段升压的方案。这种方案的循环氢压缩机的气体流量接近独立循环氢压缩机的一倍左右，蒸汽耗量也相应增加。从表3看出；采用全凝汽透平的镇海120万吨/年和茂名的压缩机总设计耗能最高，青岛采用全背压透平的压缩机总设计能耗最低，两者差值为11.53Kg标油/t。采用一台背压、一台凝汽的金陵压缩机总设计能耗比全凝汽的两套低约8.19Kg标油/t。青岛与华锦的压缩机总设计能耗相差9.84Kg标油/t，因为青岛为全背压蒸汽透平，华锦为一台凝汽透平、一台电动。由此可以看出，这是造成在表1两者在重整单元设计能耗相差最大的主要因素。从表1～表3的数据分析青岛项目尽管其四合一炉燃料能耗不低，增压机出口压力比较高，但是采用了全背压式透平驱动是可以使重整单元的能耗降到最低，不过采用全背压式的汽用量和背压的低压汽量相