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1、延迟焦化炉大型化关键工艺参数魏学军1 孙毅1 蒋荣兴1李志强1王兰娟2 肖家治2 （1 中国石化工程建设公司，北京市 100011; 2 石油大学化学化工学院，山东省东营市 257061）摘 要： 本文从炉管结焦机理出发，分析了焦化炉旧设计规范在焦化炉大型化设计环节的局限性，提出炉出口热转化率是焦化炉大型化设计必须校核的关键工艺参数。通过自编软件和四座在役焦化炉标定数据，得到了焦化炉的最大可能处理量。关键词：焦化炉；设计规范；管内停留时间；炉出口热转化率；最大可裂化度1 前 言 对我国一些炼油企业，焦化装置加工渣油的能力已成为全厂原油处理量能否增加的“瓶颈”。 随着新建炼油厂规模的扩大，单元装
2、置的处理能力也不断提高。据报道1发达国家延迟焦化单套平均加工能力为1360kt/a。我国延迟焦化单套产能平均只有640kt/a，最大单套能力仅为1000kt/a，只相当于国外20世纪60年代初期的水平。 焦化炉与焦化塔是延迟焦化装置设备大型化首先需要解决的问题。从工艺上讲，增加塔径即可完成焦化塔大型化；而焦化炉的大型化则受到炉管管内结焦因素的制约。在中国石化总公司支持下，中国石化工程建设公司和石油大学共同完成了焦化炉管内外过程模拟方法2及炉管结焦机理3的研究，本文基于炉管结焦机理，提出在对管内停留时间、炉出口热转化率等关键工艺参数进行校核的基础上，来完成焦化炉大型化设计。分别对四座在役焦化炉设
3、计数据、现场操作数据进行了模拟计算，以炉管平均热强度及出口热转化率为限制条件，给出了各加热炉目前及改造后可达到的最大处理量。2 炉管结焦机理与大型化需要校核的关键工艺参数延迟焦化是利用重油结焦前体物在裂解转化率较低时不易发生结焦反应的现象，使重油在热转化程度较低的情况下快速通过焦化炉管以获得热裂化反应所需要的热量，在焦炭塔内完成重油轻质化的工艺过程。确保焦化炉管内不发生严重结焦是该工艺过程获得成功的技术关键。炉管上所沉积的焦炭来自缩合反应，其结焦速率为炉管管焦生成速率与脱落速率之差，其中炉管管焦生成速率与管内壁温度及重油物性有关，管焦脱落速率则受边界层厚度及边界层两边结焦前体物的浓度差有关3。
4、重油的缩合反应为自由基反应过程，反应开始热转化率较低时，反应产生的自由基被重油胶质所“笼蔽”，阻碍了自由基之间的叠和生焦；随着转化率增加，自由基浓度增加，胶质的“笼蔽”效应被破坏，自由基叠和生焦的可能性加大。尽量降低重油在管内的停留时间及热转化率，限制流动主体内结焦前体物的浓度，是限制炉管结焦速率的关键。中石化总公司老的设计规范4源于1965年埃索研究工程公司制定的设计准则（五），工艺上只对炉管表面热强度和冷油流速进行校核，设计时要求炉管表面热强度在3238kW/m2之间；冷油流速的范围为12001800kg/m2s。尽管利用这种方法完成了多套焦化炉的常规设计，但这种方法由于不能体现炉管结焦速
5、率与结构、操作及物性之间的相互关系，不能完成焦化炉大型化设计的工艺校核需要。大型化设计时大管径炉管仍能使冷油流速符合规范，增加炉管根数仍能使炉管表面平均热强度符合规范。而炉管根数增加将使油品在管内的停留时间延长，管内反应深度加大，流动主体内结焦前体物浓度增加，将限制边界层内结焦前体物向流动主体内的扩散，导致脱落速率降低，使炉管的结焦倾向变重。基于上述分析，大型化设计时必须控制油品在管内停留时间及炉出口热转化率5。3 控制大型化关键工艺校核参数计算方法简介炉管内各个截面的温度、压力、组成都不相同，关键工艺参数的计算时必须将炉管分段。假定每段内油品的流速不变。则管内油品的停留时间可由下式计算： （
6、1） 式中 为管内油品的停留时间；Li 为第I段炉管的长度；Ui为第I段炉管内的流速； 炉出口油品的热转化率Xo为每段炉管的热转化率Xi之和： （2） 假定每段炉管内油品的温度、压力及组成一致：第1段炉管的温度、压力由操作条件确定，组成及油品物性与焦化循环油物性相同，利用平衡汽化求得该段内的汽化分率和表观流速，由两相流模型求得该段内的压降，得到第2段的压力，由管外得到的热负荷通过热焓及反应热模型求得该段内的温升，得到第2段的温度，由热裂解产物分布模型5求得该段内的热转化深度，得到第2段炉管截面组成，这样一直计算到焦化炉炉管出口，通过管内外的反复迭代最终得到温度、压力、停留时间、热转化深度、管内
7、外壁温度、汽化分率等所有工艺参数沿炉管的变化。管内反应及流动过程模拟所需要的模型及计算方法详细细节参见文献2。4 计算实例及分析以甲苯不溶物作为结焦前体物，定义510以前轻油及裂解气收率为裂解转化率，由特制静态实验设备得到不同现场焦化原料在400500温度范围内的结焦前体物随裂解反应深度变化曲线参见图-1。在裂解转化率达到20%左右开始有明显的缩合产物出现，即炉管内重油的最大可裂化度在20%左右。表-1 为计算实例的主要结构数据、设计及操作工况；表-2为不同工况下用工艺软件包模拟所得平均热强度、430以上油品在管内的停留时间、炉出口转化率等关键工艺参数；表-3为现有焦化炉于平均热强度上限操作主
8、要计算结果 ；表-4为操作工况平均热强度下不同计算实例可能的大型化结果。表-5为以原设计规范平均热强度上限为基础条件，不同计算实例可能的大型化结果。简要分析如下： 参见表-1，四个算例设计及操作工况冷油流速均处于设计规范下限；对焦化炉进行传热计算，参见表-2，四个算例设计及操作工况平均热强度均处于或低于设计规范下限。(2) 由表-1及表-2炉CZ 和炉AQ设计工况下，冷油流速相同，平均热强度接近，但管内油品430以上停留时间及出口转化率有明显差异。因此仅凭冷油流速及平均热强度不能很好地判断现场焦化炉实际操作情况，为确保焦化炉正常操作，还应对油品在管内停留时间、炉出口热转化率和管内壁壁温等工艺参
9、数进行校核。(3) 管外传热计算采用了极限算法用于分析炉出口热转化率5，参见表-2，炉CZ炉出口实际热转化率应在12.61914.011之间，炉AQ炉出口实际热转化率应在10.21915.631之间，不同算法变化规律不同是由于炉管布置不同而引起，高温段停留时间越长，炉出口转化率越高：即采用“上进下出”流程时，管外采用零维模型得到的炉出口转化率计算值可能高于实际值(4) 将炉出口热转化率控制在重油最大可裂化度以内是控制炉管结焦的基础2。由表-1及表-2不难看出设计及操作工况下炉出口热转化率均小于重油的最大可裂化度，表明从控制炉管结焦速率的角度，现场焦化炉仍有操作余量。(5) 将现场焦化炉平均热强
10、度提高至设计规范上限计算结果见表-3，此时单炉处理能力能提高到584810.8kt/a。炉出口热转化率均为4.44111.787%，小于重油的最大可裂化度。(6) 不考虑冷油流速的限制，以操作平均热强度为基准，通过增加管长增加传热面积，将炉出口热转化率限制在20%，不同焦化炉模拟大处理量计算结果见表-4，此时单炉处理能力能提高到680917.6kt/a。需要说明的是炉ZH处理量提高到917.6kt/a时，辐射管压压降已达到3.942Mpa，上限受辐射入口压力限制，此时炉出口热转化率为12.212%。(7) 不考虑冷油流速的限制，以原规范的平均热强度上限为基准，通过增加管长增加传热面积，将炉出口
11、热转化率限制在20%，不同焦化炉模拟大处理量计算结果见表-5，此时单炉处理能力能提高到7641106.4kt/a。需要说明的是炉ZH处理量提高到1106.4 kt/a时，辐射管压压降已达到3.885Mpa，上限受辐射入口压力限制，此时炉出口热转化率为8.6%。(8) 上述结论仅仅是依据旧设计规范及目前对炉管结焦机理的认知所得出的，实际工程应用时还应考虑炉膛温度、炉管压降、各种金属及非金属材料使用温度等一系列设计参数对大型化设计的限制。5 结论(1) 大型化焦化炉设计时应对炉出口热转化率、停留时间进行较核，并控制炉出口热转化率不超过20%。(2) 以原设计规范平均热强度上限作为限制条件，算例中四
12、台焦化炉的上限处理量分别为584810.8kt/a ，此时炉出口热转化率为4.44111.787%，低于最大可裂化度。(3) 以操作工况下炉管平均热强度作为限制条件，不考虑原设计规范冷油流速的限制条件，通过增加管长增加传热面积，将炉出口热转化率限制在20%，算例中四台焦化炉设计处理量可以分别提高到680917.6kt/a 。(4) 不违反原设计规范平均热强度的限制条件，不考虑原设计规范冷油流速的限制条件，通过增加管长增加传热面积，将炉出口热转化率限制在20%，算例中四台焦化炉设计处理量可以分别提高到7641106.4kt/a 。表-1 计算实例基础条件项 目单位炉SJZ炉CZ炉ZH炉AQ结构条
13、件单程炉管根数42424044管程数2222单根炉管长度 mm12000150001500015000炉管规格 mm12710127101271012710单程炉管总长 m504630600660单程传热面积 m2191241.22230.97252.63炉 型单面辐射单面辐射单面辐射单面辐射设计工况处理量Kt/a400500500500循环比1.41.41.41.4注水量t/h1.61.60.8751.2进口温度380380370380出口温度500500500500冷油流速 Kg/m2s1081.751352.191352.191352.19操作工况处理量Kt/a508.7568.9651
14、2573.36循环比1.251.2091.351.0883注水量t/h1.0581.691.21.1进口温度365.8356.5374.8356出口温度496495.5496.2492.9冷油流速Kg/m2s1228.321328.771325.31205.36表-2 现有焦化炉主要计算结果项 目单位管外传热模型炉SJZ炉CZ炉ZH炉AQ设计工况平均热强度KW/m2别落康法27.5730.58727.47730.105蒙特卡罗法32.30631.28227.5327.314430停留时间S别落康法23.3437.6839.0648.6蒙特卡罗法26.7950.5745.9336.6430炉管长
15、度M别落康法288423.75363.75465蒙特卡罗法342513.75408.75378.75炉出口热转化率%别落康法7.17112.6194.93915.631蒙特卡罗法6.4214.0114.94710.219操作工况平均热强度KW/m2别落康法32.79129.97225.44226.281蒙特卡罗法32.1730.86725.45124.357430停留时间S别落康法27.0827.6832.8737.51蒙特卡罗法29.9540.0639.0425.63430炉管长度M别落康法300348.75352.5382.5蒙特卡罗法321450401.25292.5炉出口热转化率%别落
16、康法7.837.9313.82610.155蒙特卡罗法6.8319.3323.8676.283表-3 现有焦化炉于平均热强度上限操作主要计算结果项 目单位炉SJZ炉CZ炉ZH炉AQ430停留时间S29.2231.4637.5541.94炉出口热转化率%8.4389.3364.44111.787缩合转化率%0.2680.3030.2270.363出口气化分率%37.12839.32230.04138.478最高边界底层温度506.04505.21505.09504.71最高管外壁温度515.17514.35514.25513.86冷油流速m/s1410.141646.381985.8831704
17、.522处理量kt/a584704.96767.2810.8表-4 操作工况平均热强度下大型化计算结果 项 目单位炉SJZ炉CZ炉ZH炉AQ管长M19600256003025021500炉管总长M823.21075.21210946处理量kt/a680.8796.8917.6700.96平均热强度kW/m232.79129.97225.44226.281冷油流速kg/m2s1463.881860.872375.191473.61出 口 热 转化率m%202012.21220430停留时间s66.2178.7899.1672.67炉管压降Mpa1.9922.9443.9421.865表-5 平均
18、热强度上限下大型化计算结果 项 目单位炉SJZ炉CZ炉ZH炉AQ管长m19000216002300020100炉管总长m798907.2920884.4处理量kt/a764861.61106.4957.6平均热强度kW/m238383838冷油流速kg/m2s1844.782012.212863.92013.14出 口 热 转化率m%20208.620430停留时间s64.7661.767.0168.62炉管压降Mpa2.212.9143.8852.429参考文献：1 李志强：关于提高炼油工程技术若干问题的思考，石油化工设备技术，第 20卷 第1期2 XIAO ETAL：Process Sim
19、ulation For a Tubular Coking HeaterJ PETROLEUM SCIENCE AND TECHNOLOGY 18(3&4),p319-333(2000)3 XIAO ETAL：Study On Correlative Methods For Describing Coking Rate In Furnace TubesJ PETROLEUM SCIENCE AND TECHNOLOGY 18(3&4),305-318(2000)4 中国石化总公司标准：炼油厂管式加热炉设计技术规定SHJ 1035-84，19845 肖家治等：焦化炉工艺校核方法的研究 ,炼油设计，第31 卷，第 10期，2001图1 裂解转化率与缩合转化率关系
