hc基准能耗及编制说明.doc

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1、一、 前言 影响加氢裂化装置能耗的因素很多，各因素之间关系错综复杂，并且各装置的原料和目的产品性质各异，相应采用的工艺流程也各不相同，难以找出一个各种装置普遍适用的具体的基准能耗指标。本方法是从加氢裂化装置各部分用能机理出发，并结合我国国情加以用能效率因子修正，提供一个在一定范围内适用的加氢裂化装置的用能评价方法。 用本方法计算出的各装置基准能耗绝对值不具有可比性，但与装置的实际标定能耗的比值能够反映装置的设计水平和操作、管理水平。装置的基准能耗一般比设计能耗要小，因为设计能耗中包括了装置的理想的优化操作条件。 本计算方法适用于以生产中间馏分油产品为主的加氢裂化装置的用能计算，基本流程包括反应

2、部分（包括压缩机部分）、分馏部分，其中反应部分采用冷高分流程；分馏部分采用先稳定后分馏流程，设脱丁烷塔、脱乙烷塔、常压塔及减压塔，不包括液化气及气体脱硫、溶剂再生及酸性水汽提部分。二、基准能耗的基础条件1原料1.1 原料油：低硫原料，90进装置。1.2 氢气：氢气纯度99.9mol，40进装置。2产品 装置的产品为干气，液化气，轻、重石脑油、航煤、柴油。2.1 干气，40出装置。2.2 液化气，40出装置。2.3 轻石脑油（C5-82），40出装置。2.4 重石脑油（82-138），40出装置。2.5 航煤（138-238），45出装置。2.6 柴油（238-350），50出装置。3反应部分基

3、准条件3.1 采用冷高分流程。4分馏部分基准条件4.1 脱丁烷塔：塔顶压力1.55MPa（G），回流罐温度404.2 常压塔：塔顶压力0.03MPa（G），回流罐温度404.3 减压塔：塔顶压力-0.064MPa（G），减顶污油罐温度405加热炉热效率5.1 热效率按90%6其他6.1 循环氢压缩机采用离心机背压式蒸汽透平驱动，动力为3.5 MPa蒸汽，排汽为1.0 MPa蒸汽。6.2 新氢压缩机采用电动往复式。6.3 泵采用电机驱动。6.4 各塔热源均按重沸供热。6.5 物流温度在50以上，冷却方式为空冷器冷却，空气设计温度按31考虑；在50以下，冷却方式以水冷考虑，循环水给水温度按30考虑

4、，水的温升10。6.6 物流（除反应流出物、各塔顶馏出物外）高于100的热均认为是利用热而不计入能耗。小于等于100的热量均认为被冷却而计入能耗。6.7 透平回收的能量不计入能耗。6.8 除氧水的注入量为新鲜原料的6%（w）。三、基础条件的说明1原料1.1 原料油性质：加氢裂化装置原料的性质对操作条件及工艺流程的选择有很大影响，例如，干点、氮含量的变化会引起操作压力的变化，而操作压力直接影响能耗的高低；原料硫含量的变化不但影响操作条件，还影响工艺流程的选择，当硫含量达到一定程度，反应部分需要设置循环氢脱硫设施，分馏部分需要考虑液化气回收设施乃至不同的分馏流程。由于原料性质对加氢裂化装置影响的复

5、杂性，本计算方法目前限定原料为低硫原料，对加工高硫原料的装置，仅按增设循环氢脱硫设施考虑引起的能耗的增加，目前暂时不考虑由分馏部分流程引起的能耗的变化情况。1.2 氢气：新氢的组成对加氢裂化装置的操作压力有一定的影响，当新氢的纯度降低而C1含量增加时，会引起操作压力增加，新氢压缩机的功率增加。同时，新氢的边界压力对新氢压缩机的功率也有较大影响。2产品 装置的产品在一定程度上决定了装置的操作条件及流程设置，本计算方法限定装置的产品为干气，液化气，轻、重石脑油、航煤、柴油。对于产品与基础条件相差较大的装置，目前暂时不考虑由分馏部分流程引起的能耗变化。3气象条件 气象条件对加氢裂化装置能耗的影响比较

6、复杂，主要影响伴热蒸汽耗量、循环水耗量及空冷器电耗量，对于南方地区伴热蒸汽耗量较北方地区小，而循环水及空冷器电耗量则较北方地区大，综合考虑以上因素，本计算方法暂不考虑气象条件对加氢裂化装置能耗的影响。四、基准能耗的计算方法 每个装置根据自己的原料、产品及流程设置等情况计算各自的基准能耗，具体方法如下：1所需的原始数据产品收率（w%）：干气（YG）、液化气（YLPG）、轻石脑油（YLN）、重石脑油（YHN）、航煤（YJ）、柴油（YD）原料：原料油硫含量YS（w%），原料油密度（DF，t.m-3），新氢压缩机入口压力（PMH，MPa）,新氢纯度（CH，mol%），新氢分子量（MH）操作条件：新鲜进

7、料量（F，t.h-1），反应器入口温度（TRI，），出口温度（TRO，），反应器入口氢油体积比（RH/O，m3.m-3），总氢油体积比（RTH/O，），氢耗（YH，w%），单程转化率（C，w%），高分压力（PHS，MPa），新氢压缩机出口温度（TMH，），新氢压缩机级数（B），循环氢压缩机出口温度（TRG，），循环氢分子量（MRG），反应流出物换热终温（TE，），高分温度（THS，），循环氢压缩机入出口压差（P，MPa）,循环油密度（DU，t.m-3），反应进料泵体积流量（VF，m3.h-1），循环油泵体积流量 （VU，m3.h-1），循环氢压缩机体积流量（VH，m3n.h-1）, 2基准能耗

8、计算方法及步骤2.1 燃料能耗：包括反应部分加热炉、分馏部分加热炉（脱丁烷塔底重沸炉、常压塔底重沸炉、减压塔底重沸炉）。E1=18.7-0.078(TRO-TE)YG+16.4-0.077(TRO-TE)YLPG+23.5-0.075(TRO-TE )YLN+ 9.5-0.069(TRO-TE)YHN+10.8-0.066(TRO-TE)YJ+25.8-0.067(TRO-TE)YD +0.367(TRI-TMH)+0.1MRG(TRO-TE)-0.1MRG(TRI-TRG)YH+ 0.061(TRI-60) +35.5-0.068(TRO-TRI-TE+370)(1-C)/C+0.2MRGR

9、H/O(TRI-TRG)-RTH/O(TRO-TE)/（22414DF）2.2 电耗2.2.1 新氢压缩机气体绝热压缩所需功率kw： 2.2.2 反应进料泵 1：泵效率 2.2.3 循环油泵 2：泵效率 2.2.4 其它电耗 其它用电设备的总功率为:（统计数据） W4 = 11.5F E2=0.2828（W1+W2+W3+W4）/ F2.3 蒸汽能耗2.3.1 3.5MPa蒸汽 循环压缩机气体绝热压缩所需功率kw： 多变效率取0.7 汽耗率：16.5kg/kwh 3.5MPa蒸汽耗量：16.5W5，kg/h2.3.2 1.0 MPa蒸汽2.3.2.1 消耗：1.0MPa蒸汽耗量： 30F, k

10、g/h（统计数据）2.3.2.2 发生：按常压塔及减压塔回流热的10% 可用于发生1.0 MPa蒸汽考虑，这部分能耗为：1.8YLN+0.7YHN+0.7YJ+2.8YD +1.7 (1-C)/C E3=0.20W5/F+2.28-（1.8YLN+0.7YHN+0.7YJ+2.8YD +1.7 (1-C)/C）2.4 水2.4.1 循环水E4 =0.12YG+0.2YLPG+0.29YLN+0.18YHN+0.18YJ+0.42YD +0.27 (1-C)/C+0.01W1/F 2.4.2 除氧水 E5 =0.552.4.3 其它水 包括凝结水、污水等的能耗。 E6 =0.05 该项目为统计值

11、。2.5 其它能耗包括除净化压缩空气、氮气的能耗。E7 = 75/F 该项目为统计值。 总能耗E： E =（ E1/0.9+E2+E3+E4+E5+E6+E7）五、基准能耗的校正1高硫油原料 循环氢脱硫 循环氢中硫化氢的浓度除与原料的硫含量高低有关外，还与原料的氮含量、生成油性质、高压分离流程及操作条件有关。 当装置设有循环氢脱硫设施时，该部分电耗可按下式估算，并计入装置能耗。 3：泵效率 VS：循环氢脱硫溶剂泵流量2反应部分热分流程 当反应部分采用热分流程时，在热量利用方面由于冷分流程。对比计算表明，一般来说采用热分流程比冷分流程的能耗低约34个单位（千克标油/吨原料）。3一次通过流程 当装

12、置为一次通过流程时，有下式：E1=18.7-0.078(TRO-TE)YG+16.4-0.077(TRO-TE)YLPG+23.5-0.075(TRO-TE )YLN+ 9.5-0.069(TRO-TE)YHN+10.8-0.066(TRO-TE)YJ+25.8-0.067(TRO-TE)YD +0.367(TRI-TMH)+0.1MRG(TRO-TE)-0.1MRG(TRI-TRG)YH+ 0.061(TRI-60) +35.5-0.068(TRO-TE+T)(1-C)/C+0.2MRGRH/O(TRI-TRG)-RTH/O(TRO-TE)/（22414DF） 其余几项不变。其中T为未转化油

13、自塔抽出温度与其换热终温之差。六、基准能耗计算举例下面用实例说明基准能耗计算方法的使用。例一， 镇海80万吨/年加氢裂化装置（基本数据见附表一）。解：1燃料能耗包括反应部分加热炉、分馏部分加热炉（脱丁烷塔底重沸炉、常压塔底重沸炉、减压塔底重沸炉）。 E1= 18.7-0.078(411-150)0.07731+16.4-0.077(411-150)0.0639+23.5-0.075(411-150)0.2065+9.5-0.069(411-150)0.18323+10.8-0.066(411-150)0.2203+25.8-0.067(411-150)0.30039+0.367(379-128

14、)+0.14.8(411-150)- 0.14.8(379-61)0.0278+ 0.061(379-60)+35.5-0.068(411-379-150+370)(1-0.6209)/0.6209+0.24.81401.17 (379-61)-1674.57(411-150)/(224140.893) E1= -0.13-0.23+0.81-1.56-1.42+2.50+2.45+19.46+11.21+0.41=32.85 104Kcal/t2电耗2.1 新氢压缩机气体绝热压缩所需功率kW： 5540 kW2.2 反应进料泵 W2=0.272115.3（16.2+2.7*1.15）/0.5

15、5=1101 kW2.3 循环油泵 W3=0.272100.9（16.2+2.7）/0.55=943 kW2.4 其它电耗 其它所有用电设备的总功率为:（统计数据） 3 = 11.51001150 kW E2 = 0.2828(5540+1101+943+1150)/100 = 24.7 104Kcal/t3蒸汽能耗3.1 3.5MPa蒸汽 循环压缩机气体绝热压缩所需功率kW： 3.5 MPa蒸汽耗量：27.9 t/h3.2 1.0MPa蒸汽 1.0 MPa蒸汽耗量：3 t/hE30.221689/100+2.28-（1.80.2065+0.70.18323+0.70.2203+2.80.30

16、039 + 1.7 (1-0.6209)/0.62093.47 104Kcal/t4水4.1 循环水E40.120.07731+0.20.06393+0.290.2065+0.180.18323+0.180.2203+0.420.30039 +0.27 (1-0.6209)/0.6209+0.015540/100E40.009+0.013+0.06+0.033+0.04+0.126+0.165+0.5541.00 104Kcal/t4.2 除氧水 E5 =0.554.3 其它水 包括凝结水、污水等的能耗。 E6 =0.055其它能耗E5 =75/1000.75 104Kcal/t总能耗E：E

17、= （ E1/0.9+E2+E3+E4+E5+E6+E7）32.85/0.9+24.7+3.47+1.0+0.55+0.05+0.75 67.02 104Kcal/t 2806 MJ/t计算结果分析：1计算结果对比单位, 104Kcal/t镇海加氢裂化基准能耗计算燃料37.1936.5蒸汽8.613.472结果分析燃料： 基准能耗计算值较装置设计值稍低，主要原因是设计的反应流出物的换热终温为162，而基准能耗采用的是150。蒸汽：蒸汽消耗装置的设计值包括了溶剂再生等部分的用汽量以及伴热蒸汽的耗量，所以与基准能耗相差较大。附表一： 镇海80万吨/年加氢裂化装置基准能耗数据采集表序号符号描述单位数

18、值一原料1F加氢裂化新鲜进料量t/h1002D加氢裂化进料比重t/m30.8933PMH新氢进装置压力Mpa1.11二产品收率m %(新鲜料) 1YG气体产品收率7.7312YLPG液化气产品收率6.3933YLN轻石脑油产品收率20.654YHN重石脑油产品收率18.3235YJ航煤产品收率22.036YD柴油产品收率30.039三操作条件1TRI精制反应器入口温度3792TRO裂化反应器出口温度4113RH/O精制及裂化反应器入口氢油体积比(不含急冷氢)Nm3/m31401.1674RTH/O总氢油体积比(含急冷氢)Nm3/m31674.575YH氢耗m %(新鲜料)2.786C单程转化率

19、m %0.62097PHS高分压力Mpa16.28TMH新氢压缩机出口温度1289B新氢压缩机级数310TRG循环氢压缩机出口温度6111MRG循环氢分子量4.812TE反应流出物换热终温15013THS高分温度4914P系统压降MPa2.7例二， 150万吨/年加氢裂化装置（基本数据见附表二）。解： 150万吨/年加工高硫原料的中油型全循环加氢裂化装置，反应部分采用热高分流程，分馏部分采用先分馏后稳定流程。1燃料能耗： 如果不考虑轻烃回收部分，可近似地认为先分馏后稳定流程与基准能耗的限定流程在常压分馏、减压分馏部分基本相同，而先分馏后稳定流程中的主汽提塔与基准能耗的限定流程中的脱丁烷塔对整个

20、装置能耗的贡献也基本相同，故仍按照基准能耗中的计算公式： E1= 18.7-0.078(434-150)0.0334+16.4-0.077(434-150)0.0517+23.5-0.075(434-150)0.0726+9.5-0.069(434-150)0.1185+10.8-0.066(434-150)0.3601+25.8-0.067(434-150)0.3849+0.367(400-124)+0.14.8(434-150)/2.48- 0.14.8(400-56)/2.480.0262+ 0.061(400-90)+35.5-0.068(434-400-150+370)(1-0.65

21、)/0.65+0.24.831283 (400-56)-1793(434-150)/(224140.9142) E1= -0.12-0.28+0.16-1.20-2.86+2.60+1.89+18.91+9.82-3.2=25.73 104Kcal/t2电耗2.1 新氢压缩机（包括增压机）气体绝热压缩所需功率kw：该项消耗取设计值 W17120 Kw2.2 反应进料泵 该项消耗取设计值： W2=2400 kw2.3 循环氢脱硫溶剂泵 该项消耗取设计值： W3=800 kw2.4 其它电耗 其它所有用电设备的总功率为:（统计数据） 3 = 11.5182.12094 Kw E2 = 0.2828

22、(7120+2400+800+2094)/182.1 = 19.28 104Kcal/t3蒸汽能耗3.1 3.5MPa蒸汽 循环压缩机 该项消耗取设计值： 3.5 MPa蒸汽耗量：38 t/h3.2 1.0MPa蒸汽 1.0 MPa蒸汽耗量：5.46 t/h E32.36 104Kcal/t4水4.1 循环水E40.120.0334+0.20.0517+0.290.0726+0.180.1185+0.180.3601+0.420.3849 +0.27 (1-0.65)/0.65+0.017120/100=1.14 104Kcal/t4.2 除氧水 E5 =0.554.3 其它水 包括凝结水、污

23、水等的能耗。 E6 =0.055其它能耗E7 =75/182.10.41 104Kcal/t总能耗E：E = （ E1/0.9+E2+E3+E4+E5+E6+E7）25.73/0.9+19.28+2.36+1.14+0.55+0.05+0.41 52.37 104Kcal/t 2193 MJ/t考虑到该装置采用热分流程，校正后总能耗为：2025MJ/t （48.37104Kcal/t）。附表二 150万吨/年加氢裂化装置基本数据序号符号描述单位数值一原料1F加氢裂化新鲜进料量t/h182.12D加氢裂化进料比重t/m30.91423PMH新氢进装置压力Mpa二产品收率m %(新鲜料) 1YG气

24、体产品收率3.342YLPG液化气产品收率5.173YLN轻石脑油产品收率7.264YHN重石脑油产品收率11.855YJ航煤产品收率36.016YD柴油产品收率38.49三操作条件1TRI精制反应器入口温度4002TRO裂化反应器出口温度4343RH/O精制及裂化反应器入口氢油体积比(不含急冷氢)Nm3/m312834RTH/O总氢油体积比(含急冷氢)Nm3/m317935YH氢耗m %(新鲜料)2.646C单程转化率m %0.657PHS高分压力Mpa15.38TMH新氢压缩机出口温度1249B新氢压缩机级数210TRG循环氢压缩机出口温度5611MRG循环氢分子量4.8312TE反应流出

25、物换热终温15013THS高分温度4914P系统压降MPa2.06计算结果分析：1计算结果对比单位, 104Kcal/t金陵初步设计基准能耗计算燃料21.228.6蒸汽5.632.36电17.119.28循环水1.171.142结果分析 由于金陵加氢裂化采用热分流程，而基准流程为冷分流程，热分流程由于热量利用好于冷分流程，假设利用的热量以节约燃料为体现，则校正的基准能耗计算值为24.6；金陵加氢裂化分馏部分采用主汽提塔方案，节省了燃料消耗而消耗了蒸汽，这可以体现在蒸汽部分的基准能耗计算值比设计数据低；电消耗方面，设计数据考虑了设置能量回收透平所回收的能量，而基准能耗未考虑，该部分差值为1.85

26、个单位，扣除这个因素，基准能耗的计算值与设计值基本相当；由于金陵加氢裂化的产品方案与基准方案不同，航煤汽提塔底温度、柴油抽出温度、减压塔底温度以及各产品的基本性质（焓差）与基准方案的取值不同，造成燃料消耗的计算值与设计值的有一定的区别。 从反应部分来看，金陵加氢裂化装置基本实现了热量充分利用，但分馏部分的热量利用上，仅考虑了在减压塔发生0.3MPa的低压蒸汽，在蒸汽的数量和品质上都与基准能耗有差距，但装置有自身的具体情况，发生0.3MPa的低压蒸汽可供本装置内的溶剂再生系统使用，而且在全厂1.0MPa蒸汽过剩的情况下，从简化流程，节省一次投资的角度出发，不发生1.0MPa蒸汽也是合理的选择。1718