劣質(zhì)渣油延遲焦化研究報(bào)告

1、劣質(zhì)渣油延遲焦化成套技術(shù)與工業(yè)應(yīng)用 . 研究報(bào)告 第 -26- 頁(yè)劣質(zhì)渣油延遲焦化成套技術(shù)與工業(yè)應(yīng)用研 究 報(bào) 告中國(guó)石油大學(xué)(華東)二oo八 年 四 月一、 研 究 背 景延遲焦化是一種利用重油在熱轉(zhuǎn)化深度較低時(shí)不易出現(xiàn)結(jié)焦前體物（結(jié)焦母體）的特性，在焦化加熱爐管內(nèi)獲得重油輕質(zhì)化所需要的能量，然后在焦炭塔內(nèi)完成生焦反應(yīng)的工藝過(guò)程。控制焦化爐爐管結(jié)焦速率是確保延遲焦化裝置長(zhǎng)周期運(yùn)行的基礎(chǔ)；盡量提高焦化爐生焦反應(yīng)給熱量，確保生焦反應(yīng)（吸熱）所需要的熱量，減少裝置的焦炭產(chǎn)率，是該工藝過(guò)程獲得經(jīng)濟(jì)效益的技術(shù)關(guān)鍵。焦化爐是延遲焦化裝置的核心單元設(shè)備，焦炭塔的反應(yīng)過(guò)程與結(jié)果由焦化爐控制，其地位與催化裂化

2、提升管，乙烯裝置裂解爐相當(dāng)，決定了裝置規(guī)模、操作周期及經(jīng)濟(jì)效益，爐管結(jié)焦是導(dǎo)致操作后期爐管管外壁溫度上升損壞的根本原因。爐管結(jié)焦速率與操作結(jié)構(gòu)及物性都有關(guān)系：焦化爐爐管結(jié)焦速率等于結(jié)焦前體物生成速率與脫落速率之差，影響爐管結(jié)焦速率的因素可以分為兩類：一類為影響結(jié)焦前體物生成速率的因素如原料性質(zhì)、油膜溫度(film temperature)等；另一類為影響結(jié)焦前體物脫落速率的因素如邊界層厚度、管內(nèi)流動(dòng)主體結(jié)焦前體物濃度等。因此只有降低結(jié)焦前體物的生成速率，提高結(jié)焦前體物的脫落速率才能減少爐管結(jié)焦。減少爐管結(jié)焦與降低焦炭產(chǎn)率目標(biāo)是相互矛盾的：較低的爐出口溫度與爐管表面熱強(qiáng)度，會(huì)降低介質(zhì)與油膜的峰值

3、溫度（peak temperature），對(duì)減少爐管結(jié)焦有利，但同時(shí)減少了生焦反應(yīng)焦化爐給熱量，進(jìn)而導(dǎo)致焦炭塔內(nèi)生焦反應(yīng)不完全，焦炭中低揮發(fā)分增多，嚴(yán)重影響液體產(chǎn)物收率。為了解決降低爐管結(jié)焦與減少焦炭產(chǎn)率之間的矛盾，受sei委托中國(guó)石油大學(xué)重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室承擔(dān)了“劣質(zhì)渣油延遲焦化成套技術(shù)與工業(yè)應(yīng)用”的科技開(kāi)發(fā)項(xiàng)目，本項(xiàng)目是在原爐管結(jié)焦機(jī)理研究（1999年中石化總公司科技進(jìn)步二等獎(jiǎng)）和焦化原料結(jié)焦傾向判斷（2006年中石化總公司科技進(jìn)步二等獎(jiǎng)）基礎(chǔ)研究基礎(chǔ)上從事的工業(yè)應(yīng)用項(xiàng)目，技術(shù)核心涉及一些新的概念與實(shí)驗(yàn)研究，本報(bào)告將加以總結(jié)。二、 理論基礎(chǔ)圖-1 爐管結(jié)焦關(guān)聯(lián)式對(duì)特例焦化爐結(jié)焦厚度的預(yù)測(cè)

4、（8000小時(shí)，初開(kāi)工、中期及結(jié)束狀態(tài)）2.1 爐管結(jié)焦機(jī)理 爐管結(jié)焦是導(dǎo)致操作后期爐管管外壁溫度上升損壞的根本原因，直接影響裝置操作周期。詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第1章第1節(jié)“焦化爐爐管結(jié)焦機(jī)理及掛焦速率關(guān)聯(lián)”， ，爐管結(jié)焦速率與裝置操作、加熱爐結(jié)構(gòu)及原料物性都有關(guān)系，焦化爐爐管結(jié)焦速率等于結(jié)焦前體物生成速率與脫落速率之差：爐管結(jié)焦速率焦炭生成速率焦炭脫落速率 （1）由特定動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)得到結(jié)焦速率關(guān)聯(lián)常數(shù)后，對(duì)特例焦化爐典型工況下結(jié)焦厚度沿爐管的變化進(jìn)行理論推算，結(jié)果參見(jiàn)圖1。該項(xiàng)內(nèi)容獲得了中石化1999年度科技進(jìn)步二等獎(jiǎng)。2.2 油品“最大可裂化度” 概念 實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在裂解深度較低時(shí)，實(shí)驗(yàn)中檢測(cè)不到結(jié)

5、焦前體物的生成，結(jié)焦前體物產(chǎn)率為零；但當(dāng)裂解深度增加到結(jié)焦前體物出現(xiàn)后，結(jié)焦母體產(chǎn)率隨裂解深度增加而急速增加，裂解深度與結(jié)焦母體產(chǎn)率曲線明顯存在一個(gè)加速拐點(diǎn)的現(xiàn)象；造成這種現(xiàn)象的原因可能是：重油的裂化反應(yīng)為自由基反應(yīng)歷程，反應(yīng)開(kāi)始裂解深度較低時(shí)，反應(yīng)過(guò)程產(chǎn)生的自由基被重油膠質(zhì)所“籠蔽”，阻礙了自由基之間的進(jìn)一步疊合，這時(shí)自由基如同漂浮在空中的云里水汽，并不能相互凝結(jié)成雨滴；一旦裂解深度增加，進(jìn)而導(dǎo)致自由基濃度增加后，重油膠質(zhì)的“籠蔽”效應(yīng)被破壞，自由基之間的疊合就無(wú)障礙，結(jié)焦母體產(chǎn)率隨裂解深度增加激增。詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第1章第2節(jié) “重油熱轉(zhuǎn)化反應(yīng)規(guī)律的研究”，定義導(dǎo)致“籠蔽”效應(yīng)被破壞的最小裂解

6、深度為介質(zhì)的“最大可裂化度”。2.3 管內(nèi)介質(zhì)“正常延遲狀態(tài)” 概念焦化爐老的設(shè)計(jì)規(guī)范源于1965年埃索研究工程公司制定的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則（五），工藝上只對(duì)爐管表面熱強(qiáng)度和冷油流速進(jìn)行校核，設(shè)計(jì)時(shí)要求爐管表面熱強(qiáng)度在3238kw/m2之間；冷油流速的范圍為12001800kg/m2s。盡管利用這種方法完成了多套焦化爐的常規(guī)設(shè)計(jì)與操作，但這種方法由于沒(méi)有體現(xiàn)爐管結(jié)焦速率與結(jié)構(gòu)、操作及物性之間的相互關(guān)系；直接將結(jié)焦速率與操作、結(jié)構(gòu)與物性條件相關(guān)聯(lián)的關(guān)聯(lián)式過(guò)于復(fù)雜且難以獲得關(guān)聯(lián)式中的常數(shù)，使其工程應(yīng)用受到限制。詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第1章第3節(jié) “強(qiáng)調(diào)焦化爐管內(nèi)結(jié)焦的工藝校核方法”，我們提出用：最高油膜溫度； 管內(nèi)兩

7、相流流型；焦化爐爐出口裂解深度。三參數(shù)，作為判斷焦化爐管內(nèi)介質(zhì)流動(dòng)及反應(yīng)過(guò)程是否處于“正常延遲狀態(tài)”的依據(jù)，尤其要將關(guān)鍵爐管管內(nèi)兩相流流型控制為噴霧流、爐出口實(shí)際裂解轉(zhuǎn)化深度控制在介質(zhì)的最大可裂化度之內(nèi)，以確保焦化爐管不發(fā)生嚴(yán)重結(jié)焦。2.4 生焦反應(yīng)焦化爐給熱概念及提高生焦反應(yīng)給熱量的方法圖-2反應(yīng)溫度對(duì)重油熱轉(zhuǎn)化產(chǎn)品的影響 重油在焦炭塔內(nèi)的生焦反應(yīng)是一個(gè)裂解（吸熱）與縮合（放熱）反應(yīng)同時(shí)進(jìn)行的綜合過(guò)程，總體表現(xiàn)為吸熱，反應(yīng)所需要的熱量全部來(lái)自于焦化爐，焦化爐給熱量越大，反應(yīng)越徹底，裝置焦炭產(chǎn)率越低。圖2是反應(yīng)時(shí)間為1小時(shí)，不同反應(yīng)溫度下特例重油熱轉(zhuǎn)化反應(yīng)主要產(chǎn)品收率的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，表明將焦炭塔內(nèi)

8、泡沫層溫度控制在460上下是必要的。加熱爐內(nèi)燃料燃燒放出的熱量與管內(nèi)介質(zhì)吸熱量之間的關(guān)系可用下式表示： (2)式中： qf 燃料燃燒放出的熱量，kwq1 燃料及空氣帶進(jìn)的顯熱，kwq2 煙氣帶走的熱量，kwql 爐體散熱損失，kwq 管內(nèi)介質(zhì)的吸熱量，kw介質(zhì)吸收的熱量，一部分用于升溫和汽化，另一部分用于焦化爐管內(nèi)的熱裂解反應(yīng)： (3)式中： qt 介質(zhì)升溫所需要的熱量，kwqe 介質(zhì)汽化所需要的熱量，kwqr 介質(zhì)反應(yīng)所需要的熱量，kw圖-3 不同裝置焦炭產(chǎn)率系數(shù)及生焦反應(yīng)給熱比過(guò)去爐管內(nèi)介質(zhì)反應(yīng)所需要的熱量往往被忽略。實(shí)際上,盡管介質(zhì)在管內(nèi)停留時(shí)間不長(zhǎng)，熱轉(zhuǎn)化深度不高，但反應(yīng)所需要的熱量在

9、總吸熱量中占有相當(dāng)?shù)姆至?。生焦反?yīng)焦化爐給熱量詳細(xì)計(jì)算方法參見(jiàn)第1章第4節(jié)，不同裝置生焦反應(yīng)給熱與裝置焦炭產(chǎn)率系數(shù)（裝置焦炭產(chǎn)率與原料康式殘?zhí)恐龋﹨⒁?jiàn)圖3，實(shí)際生產(chǎn)數(shù)據(jù)表明提高生焦反應(yīng)焦化爐給熱量是必要的。圖-4縮合與裂解反應(yīng)速率之比與反應(yīng)溫度之間的關(guān)系不同重油縮合與裂解反應(yīng)速率之比與反應(yīng)溫度的對(duì)應(yīng)關(guān)系參見(jiàn)圖4，由于縮合反應(yīng)活化能比裂解大，當(dāng)反應(yīng)溫度增加后，縮合反應(yīng)速率激增，因而僅靠提高爐出口溫度而提高生焦反應(yīng)給熱量不僅會(huì)使最高油膜溫度增加，也加深了焦化原料的二次反應(yīng)，進(jìn)而導(dǎo)致裝置干氣產(chǎn)率上升液收下降。詳細(xì)內(nèi)容參見(jiàn)第1章第5節(jié)：基于“生焦反應(yīng)給熱”及“正常延遲狀態(tài)”概念，在出口溫度不變時(shí)延長(zhǎng)

10、停留時(shí)間，可以提高爐出口重油熱轉(zhuǎn)化深度及焦化爐生焦反應(yīng)給熱量。三、焦化爐管內(nèi)外過(guò)程模擬軟件生焦反應(yīng)給熱及爐出口裂解深度不能直接檢測(cè)，如何通過(guò)爐出口溫度及注汽量得到生焦反應(yīng)給熱及控制爐管結(jié)焦的關(guān)鍵工藝參數(shù)，必須通過(guò)焦化爐管內(nèi)外過(guò)程模擬才能得到；焦化爐管內(nèi)外工藝過(guò)程極為復(fù)雜管外包括燃料燃燒、高溫?zé)煔馔牧髁鲃?dòng)及輻射傳熱，管內(nèi)包括重油熱轉(zhuǎn)化反應(yīng)及結(jié)焦、兩相流流動(dòng)等過(guò)程，得到生焦反應(yīng)給熱及爐出口裂解深度等關(guān)鍵工藝參數(shù)必須借助專門(mén)的計(jì)算工具。3.1關(guān)鍵工藝參數(shù)簡(jiǎn)明計(jì)算過(guò)程實(shí)驗(yàn)表明，大多數(shù)重油當(dāng)溫度超過(guò)430即會(huì)發(fā)生劇烈的裂解與縮合反應(yīng)，焦化爐出口溫度一般在500，因而重油在管內(nèi)發(fā)生裂解與縮合反應(yīng)是不可避免

11、的。定義爐出口裂解氣及輕油產(chǎn)率為操作裂化度，顯然，操作裂化度是介質(zhì)在管內(nèi)每個(gè)截面反應(yīng)的累計(jì)結(jié)果,可以用下式表達(dá)： （4）式中， xo 爐出口重油的操作裂化度xi 每個(gè)小微元段介質(zhì)的熱轉(zhuǎn)化率爐管內(nèi)各個(gè)截面的溫度、壓力、組成都不相同，計(jì)算停留時(shí)間時(shí)需要將爐管分段，假定每段內(nèi)油品的流速不變。介質(zhì)在管內(nèi)的停留時(shí)間為各微元段停留時(shí)間i之和： （5）式中 ，li 為第i段爐管的長(zhǎng)度,m；ui 為第i段爐管內(nèi)的流速,m/s； 可用下式計(jì)算： （6）式中， h2okgs 管內(nèi)注汽量，kg/s； wkgs 管內(nèi)介質(zhì)流量，kg/s；h2o 注水的汽相密度,kg/m3 ew 管內(nèi)介質(zhì)的平衡氣化率 ,m%；l 管內(nèi)介

12、質(zhì)的液相密度 ,kg/m3；v 管內(nèi)介質(zhì)的汽相密度 , kg/m3。微元段重油的ew、l、v均與微元段的溫度t、壓力p及組成zi有關(guān)： （7）任意截面組成zi與入口處z0i之間的關(guān)系可用下式表示： (8)式中xi為i組分的熱轉(zhuǎn)化率，與重油的反應(yīng)過(guò)程有關(guān)，由必須開(kāi)發(fā)相應(yīng)的產(chǎn)物分布模型來(lái)確定。3.2 焦化爐管內(nèi)外過(guò)程模擬軟件簡(jiǎn)介圖-5 修正后的加熱爐管式反應(yīng)模型 重油熱裂解產(chǎn)物分布模型詳細(xì)內(nèi)容參見(jiàn)第2章第1節(jié)，結(jié)合國(guó)外大陸油公司發(fā)表的管式反應(yīng)模型與國(guó)內(nèi)實(shí)際情況，中國(guó)石油大學(xué)重質(zhì)油加工國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)發(fā)的模型參見(jiàn)圖6；詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第2章第2節(jié) ，實(shí)驗(yàn)考察主要結(jié)果參見(jiàn)表1；詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第2章第3節(jié)，利

13、用特定裝置對(duì)不同產(chǎn)地重油進(jìn)行模擬實(shí)驗(yàn)，得到的12集總重油熱裂解產(chǎn)物分布模型模型常數(shù)數(shù)據(jù)參見(jiàn)表2。表1熱烈解產(chǎn)物分布模型模擬值與動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間的對(duì)比項(xiàng) 目實(shí) 驗(yàn) 1實(shí) 驗(yàn) 2實(shí) 驗(yàn) 3實(shí)驗(yàn)值模擬值實(shí)驗(yàn)值模擬值實(shí)驗(yàn)值模擬值裂解氣樣重(g)12.3/9.6/5.3/裂解油樣重(g)7272.5/6446.6/3113.4/產(chǎn)氣率(m%,下同)0.16880.1780.14890.1300.16990.112總熱轉(zhuǎn)化率4.28 2.862.73802.0832.0001.808出口210餾分收率0.1600.250.2650.1830.1250.158出口210-330餾分收率2.380.8280.

14、4820.6030.1190.518出口330-510餾分收率14.3413.9814.5913.6114.3313.47表-2 11種原料混合后關(guān)聯(lián)結(jié)果項(xiàng)目活化能與氣體常數(shù)之比e/r相關(guān)系數(shù)rf檢驗(yàn)實(shí)驗(yàn)值r95%r99%r實(shí)驗(yàn)f值99%f總裂解28517.150.940.150.211144.836.80縮合34744.090.65121.46瓦斯氣23295.500.90697.67汽油35134.750.68141.54柴油26734.610.951484.55蠟油26949.060.941139.5521035134.750.68141.5424026704.470.92910.542

15、7026960.920.941256.1430027591.710.93997.3133027813.830.92834.1936027867.580.89610.3139027906.460.88548.6642028459.770.87511.5845028113.070.84380.5848026448.320.78245.8951024746.570.72178.49為了考察不同管外傳熱模型對(duì)關(guān)鍵工藝參數(shù)的影響，詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第2章第4節(jié)，擴(kuò)充了原開(kāi)發(fā)的模擬軟件管外部分，包括了羅伯伊萬(wàn)斯、別洛康半經(jīng)驗(yàn)半理論傳熱模型及monte carlo方法三個(gè)模塊，考察了不同管外傳熱模型對(duì)管內(nèi)停留時(shí)間

16、、爐出口熱轉(zhuǎn)化率和油膜溫度等工藝參數(shù)的影響，提出了對(duì)操作工況關(guān)鍵工藝參數(shù)的極限變化區(qū)間進(jìn)行判斷的思路?；谝孕：斯軆?nèi)停留時(shí)間、爐出口熱轉(zhuǎn)化率和油膜溫度三參數(shù)影響爐管結(jié)焦速率為核心的計(jì)算方法，用visual basic編輯了一個(gè)復(fù)雜的計(jì)算軟件，出口熱轉(zhuǎn)化率模擬結(jié)果通過(guò)了動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)考核，爐膛溫度、入口壓力等模擬結(jié)果同現(xiàn)場(chǎng)標(biāo)定及操作統(tǒng)計(jì)進(jìn)行了對(duì)比，并在中華人民共和國(guó)國(guó)家版權(quán)局進(jìn)行了計(jì)算機(jī)軟件著作權(quán)登記（軟件名稱：焦化爐管內(nèi)外過(guò)程模擬軟件v1.0，著作權(quán)人：石油大學(xué)（華東），中國(guó)石油化工股份有限公司，登記號(hào)為2004sr00414）。四、青島焦化原料加工性能評(píng)價(jià)高輕收、長(zhǎng)周期及低能耗是延遲焦化裝置優(yōu)化操

17、作的目標(biāo)，100萬(wàn)噸年規(guī)模的延遲焦化裝置輕收高1個(gè)百分點(diǎn)，意味著比較經(jīng)濟(jì)效益高出1000萬(wàn)元年以上；操作周期高出1天，比較經(jīng)濟(jì)效益在4258萬(wàn)元；能耗下降1kg標(biāo)油/t原料，年經(jīng)濟(jì)效益大約在100150萬(wàn)元。裝置輕收、運(yùn)行周期及能耗與原料性質(zhì)有關(guān)，焦化爐出口溫度、注氣量、循環(huán)比需要根據(jù)焦化原料性質(zhì)確定。目前評(píng)價(jià)焦化原料特性的指標(biāo)主要有：密度和比重指數(shù)；粘度：殘?zhí)浚禾己?、氫含量和氫碳原子比：硫含量、氮含量和氧含量；金屬含量；族組成。難以直接定量確定新裝置未知原料焦化爐出口溫度、注氣量。鑒于渣油組成復(fù)雜，目前尚不能定量預(yù)測(cè)延遲焦化產(chǎn)品分布和質(zhì)量與原料特性之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系，中國(guó)石油大學(xué)重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)

18、實(shí)驗(yàn)室開(kāi)發(fā)了專門(mén)用于評(píng)價(jià)：焦化原料結(jié)焦傾向； 焦化原料裂解難易程度； 焦化原料延遲焦化產(chǎn)品分布。的實(shí)驗(yàn)裝置、評(píng)價(jià)方法并建立了數(shù)據(jù)庫(kù)。4.1專用實(shí)驗(yàn)設(shè)備開(kāi)發(fā)與完善焦化原料結(jié)焦傾向、裂解難易程度與產(chǎn)品分布評(píng)價(jià)都需要在反應(yīng)條件下進(jìn)行。重油熱轉(zhuǎn)化實(shí)驗(yàn)主要困難有兩點(diǎn)，一是重油超過(guò) 350以后即會(huì)發(fā)生熱解和縮合反應(yīng)，而焦化爐管內(nèi)結(jié)焦部位介質(zhì)溫度在430以上， 實(shí)驗(yàn)過(guò)程中反應(yīng)油樣在加熱段和冷卻段的反應(yīng)對(duì)整個(gè)反應(yīng)結(jié)果的“貢獻(xiàn)”不能忽略，特別是溫度在450以上，反應(yīng)劇烈時(shí)更是如此；二是重油的熱裂解是一個(gè)吸熱反應(yīng)，縮合是一個(gè)放熱反應(yīng)，不同反應(yīng)溫度和反應(yīng)深度時(shí)的熱效應(yīng)不同，難以將反應(yīng)溫度控制在期望值附近。根據(jù)重油熱

19、轉(zhuǎn)化反應(yīng)的特點(diǎn)，我們開(kāi)發(fā)了升降溫速率快、控溫平穩(wěn)、清洗方便的靜態(tài)重油熱轉(zhuǎn)化實(shí)驗(yàn)儀器。4.2 結(jié)焦因子概念圖6重油生成石油焦的反應(yīng)機(jī)理圖-7 不同油樣不同條件下修正結(jié)焦因子提供爐出口溫度與注汽量，必須搞清原料的結(jié)焦傾向。過(guò)去對(duì)重油結(jié)焦傾向的評(píng)價(jià)主要基于渣油四組成、20密度、粘度、殘?zhí)恐?、分子量、硫含量、氮含量、h/c原子比以及渣油的特征參數(shù)kh等綜合物性參數(shù)的分析。重油成焦機(jī)理參見(jiàn)圖6，參照重油的成焦機(jī)理我們提出在相同反應(yīng)條件下，在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)快速得到不同油樣結(jié)焦前體物生成量的變化，并將反應(yīng)過(guò)程進(jìn)行同一化處理消除反應(yīng)歷程對(duì)結(jié)焦前體物生成量的影響，將同一條件下得到的結(jié)焦前體物生成量定義為結(jié)焦因子，利用

20、結(jié)焦因子作為評(píng)價(jià)原料結(jié)焦傾向的方法，與傳統(tǒng)方法相比這種新方法一方面理論上最為直接，另一方面考慮了膠質(zhì)、金屬含量等對(duì)結(jié)焦傾向的貢獻(xiàn)，不同油樣不同條件下結(jié)焦因子，參見(jiàn)圖-9，該項(xiàng)內(nèi)容獲得了中石化2006年度科技進(jìn)步二等獎(jiǎng)。4.3青島焦化原料結(jié)焦傾向評(píng)價(jià) 由爐管結(jié)焦機(jī)理，原料的結(jié)焦傾向直接影響管焦的生成速率：同樣操作條件下，結(jié)焦因子越大代表原料越易在爐管上結(jié)焦。為了確保青島大煉油焦化裝置開(kāi)工成功并使操作達(dá)到最優(yōu)化，詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第3章第3節(jié) “青島焦化原料結(jié)焦傾向評(píng)價(jià)”，我們對(duì)不同現(xiàn)場(chǎng)油樣進(jìn)行了同條件實(shí)驗(yàn)，按照數(shù)理統(tǒng)計(jì)基本原理對(duì)實(shí)驗(yàn)點(diǎn)進(jìn)行了重復(fù)性分析，剔除了實(shí)驗(yàn)中的奇異點(diǎn)；按照反應(yīng)動(dòng)力學(xué)的基本原理，我

21、們修正了不同反應(yīng)歷程的細(xì)微差別，將不同油樣歸一到同一歷程，青島現(xiàn)場(chǎng)焦化原料結(jié)焦因子在在役焦化原料中的位置參見(jiàn)圖8，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明青島焦化原料結(jié)焦傾向高過(guò)一般裝置原料，但低于遼河與塔河現(xiàn)場(chǎng)原料。圖-8 青島油樣在數(shù)據(jù)庫(kù)中的位置圖9 焦化爐邊界層結(jié)焦機(jī)理示意4.4 青島焦化原料最大可裂化度評(píng)價(jià) 根據(jù)爐管結(jié)焦機(jī)理，焦化爐爐管結(jié)焦速率等于結(jié)焦前體物生成速率與脫落速率之差，焦化爐爐管邊界層結(jié)焦示意參見(jiàn)圖9，確保在邊界底層形成的結(jié)焦前體物不要沉積，必須確保流動(dòng)主體介質(zhì)籠蔽效應(yīng)的存在，即流動(dòng)主體介質(zhì)的反應(yīng)深度不能過(guò)深。詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第3章第4節(jié) “青島焦化原料焦化爐管管內(nèi)最大可裂化度評(píng)價(jià)”，典型焦化爐爐管內(nèi)介質(zhì)

22、停留時(shí)間、升溫過(guò)程及反應(yīng)深度參見(jiàn)圖1012，介質(zhì)裂解深度對(duì)結(jié)焦前體物生成量的影響參見(jiàn)圖13，判斷爐出口溫度與管內(nèi)停留時(shí)間是否會(huì)導(dǎo)致介質(zhì)反應(yīng)過(guò)深的實(shí)驗(yàn)研究難點(diǎn)在于很難將油樣快速升溫并快速冷卻到反應(yīng)溫度。特定實(shí)驗(yàn)裝置將青島大煉油油樣與在役對(duì)比焦化原料快速升溫到反應(yīng)溫度并快速冷卻到安全溫度的過(guò)程參見(jiàn)圖14，急速升溫與冷卻后油樣結(jié)焦前體物生成量的變化實(shí)驗(yàn)結(jié)果參見(jiàn)圖15，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，青島大煉油油樣進(jìn)焦化不會(huì)導(dǎo)致快速結(jié)焦。圖-10 典型焦化爐停留時(shí)間隨爐管根數(shù)的變化圖-11 典型焦化爐反應(yīng)溫度隨爐管根數(shù)的變化圖-12 單面焦化爐裂解深度隨爐管根數(shù)的變化圖13 不同產(chǎn)地焦化原料結(jié)焦前體物隨裂解深度的變化圖

23、-14 青島與對(duì)比油樣1同實(shí)驗(yàn)反應(yīng)溫度隨時(shí)間的變化 圖-15 對(duì)比與研究油樣結(jié)焦前體物隨反應(yīng)溫度的變化4.5 青島焦化原料裂解難易程度評(píng)價(jià) 分子內(nèi)不同化學(xué)鍵的鍵能是不同的，因而不同原料裂解所需要的能量是不同的。焦化原料的組成極為復(fù)雜，很難從理論上算出完成裂解任務(wù)不同原料需要的熱量差異，詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第3章第4節(jié) “青島焦化原料熱裂解性能評(píng)價(jià)”，為了給新裝置和未知油樣確定爐出口溫度，本項(xiàng)研究開(kāi)發(fā)兩個(gè)針對(duì)性實(shí)驗(yàn)：1. 定溫實(shí)驗(yàn)：對(duì)來(lái)自不同產(chǎn)地、相同質(zhì)量的重油，給定加熱功率，確保實(shí)驗(yàn)過(guò)程中散熱損失相同，考察不同重油從同一溫度起點(diǎn)升高至相同的溫度所需的時(shí)間，用時(shí)間的長(zhǎng)短表征不同重油的熱裂解難易程度；2.

24、 定熱實(shí)驗(yàn)：對(duì)來(lái)自不同產(chǎn)地、相同質(zhì)量的重油，初始溫度相同給定加熱功率以及加熱時(shí)間，確保實(shí)驗(yàn)過(guò)程中散熱損失相同，考察不同重油反應(yīng)終溫的高低，用終溫的高低表征不同重油的熱裂解難易程度。圖-16 不同產(chǎn)地重油定溫?zé)崃呀夂臅r(shí)圖-17 不同產(chǎn)地重油定熱反應(yīng)終溫不同油樣定溫及定熱實(shí)驗(yàn)結(jié)果參見(jiàn)圖16，17 表明實(shí)驗(yàn)結(jié)果不同油樣達(dá)到同樣反應(yīng)溫度所需要的熱量是不同的，青島焦化原料相對(duì)裂解難易程度實(shí)驗(yàn)結(jié)果參見(jiàn)圖18，在所有油樣中，達(dá)到500耗時(shí)最長(zhǎng)。圖-18 青島油樣定溫裂解難易程度評(píng)價(jià)4.6 青島焦化原料同條件產(chǎn)品分布目前一般根據(jù)原料的康式殘?zhí)縼?lái)預(yù)測(cè)焦化反應(yīng)后的產(chǎn)品分布：焦炭1.6 x 原料油殘?zhí)恐?（9a）氣

25、體(c4)/%=7.8+0.144x原料油殘?zhí)恐?（9b）汽油/%=11.29+0.343x原料油殘?zhí)恐?（9c）柴油蠟油/=100焦炭氣體汽油 （9d）由于焦炭塔生焦反應(yīng)過(guò)程極為復(fù)雜，殘?zhí)繉?shí)驗(yàn)條件與生焦反應(yīng)條件相差太大，原料與殘?zhí)恐抵g有無(wú)簡(jiǎn)單的線性對(duì)應(yīng)關(guān)系尚不能從理論上得到驗(yàn)證，基于此我們?cè)诒卷?xiàng)目中安排了定溫同條件焦化實(shí)驗(yàn)研究，氣體、液體及殘油收率實(shí)驗(yàn)結(jié)果參見(jiàn)圖1921，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，本次所采油樣，焦炭產(chǎn)率不高。圖-19 青島油樣定溫實(shí)驗(yàn)瓦斯氣收率圖-20 青島油樣定溫實(shí)驗(yàn)餾分油收率圖-21 青島油樣定溫實(shí)驗(yàn)殘?jiān)褪章饰?、青島焦化爐操作條件剖析5.1 在役焦化爐操作狀況剖析 圖22 典型在

26、役輻射焦化爐出口裂解深度模擬值詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第4章第1節(jié) “典型裝置焦化爐操作狀況剖析”，為了檢驗(yàn)過(guò)程模擬軟件的可靠性，我們利用12套輻射進(jìn)料餾程分布、11個(gè)不同熱轉(zhuǎn)化反應(yīng)庫(kù)，以3個(gè)雙面輻射、6個(gè)單面輻射焦化爐的典型操作數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，對(duì)不同介質(zhì)對(duì)流出口溫度、煙氣在輻射室及對(duì)流出口溫度、介質(zhì)在管內(nèi)的壓降進(jìn)行了分析對(duì)比，典型在役焦化爐典型操作工況出口裂解深度模擬結(jié)果參見(jiàn)圖22。單面焦化爐關(guān)鍵工藝參數(shù)變化范圍為：焦化爐能耗16.8530.05kgeo/減渣，生焦反應(yīng)焦化爐給熱237406kj/kg，生焦反應(yīng)總給熱占介質(zhì)總吸熱比例50.4871.84，爐內(nèi)反應(yīng)總吸熱占介質(zhì)總吸熱10.2624.51，爐膛溫

27、度615831，介質(zhì)管內(nèi)裂化轉(zhuǎn)化率3.5411.076，循環(huán)油管內(nèi)停留時(shí)間44.3193.34s，430以上停留時(shí)間16.0639.15s，反應(yīng)行程長(zhǎng)度271418m，最大表觀流速34.1452.30m/s，爐出口汽化分率31.8934.50，最高油膜溫度495507，最高管外壁溫度497512，壓降0.77931.723mpa，輻射爐管表面熱強(qiáng)度8.831.1 kw/m2。雙面焦化爐關(guān)鍵工藝參數(shù)變化范圍為：焦化爐能耗16.6327.78kgeo/減渣，生焦反應(yīng)焦化爐給熱280436kj/kg，生焦反應(yīng)總給熱占介質(zhì)總吸熱比例60.7377.32，爐內(nèi)反應(yīng)總吸熱占介質(zhì)總吸熱9.0814.28，爐

28、膛溫度646727，介質(zhì)管內(nèi)裂化轉(zhuǎn)化率3.545.93，循環(huán)油管內(nèi)停留時(shí)間35.9276.1s，430以上停留時(shí)間17.7447.82s，反應(yīng)行程長(zhǎng)度258433m，最大表觀流速20.437.5m/s，爐出口汽化分率22.830.9，最高油膜溫度500511，最高管外壁溫度504522，壓降0.2130.9827mpa，輻射爐管表面熱強(qiáng)度11.239.0 kw/m2。5.2 青島焦化爐操作狀況剖析青島大煉油延遲焦化裝置處理能力為250萬(wàn)噸/年，采用2爐4塔結(jié)構(gòu)，焦化爐采用8管程，焦化爐輻射室結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)參見(jiàn)表-3，設(shè)計(jì)工況，輻射操作操作條件參見(jiàn)表-4，焦化爐流程簡(jiǎn)圖參見(jiàn)圖-23，為了確保開(kāi)工成功，

29、結(jié)合原料性質(zhì)利用焦化爐管內(nèi)外過(guò)程模擬軟件對(duì)焦化爐管內(nèi)外進(jìn)行了過(guò)程模擬，以確保管內(nèi)介質(zhì)處于“正常延遲”狀態(tài)。 圖23 青島大煉油焦化爐流程簡(jiǎn)圖表-3 青島大煉油輻射室結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)項(xiàng)目單位數(shù)值備注底部高mm6740目前為輻射室高度斜頂高mm0目前為0底部寬mm3550側(cè)壁到中間反射墻距離上部寬mm3550側(cè)壁到中反射墻水平間距爐長(zhǎng)mm24370火嘴個(gè)數(shù)/排個(gè)16單排火嘴個(gè)數(shù)火盆距管間距mm1000以火盆中心算起火盆長(zhǎng)mm686火盆寬mm457輻射爐管總根數(shù)/路根24每路輻射爐管根數(shù)爐管長(zhǎng)/根mm22995直管長(zhǎng)管內(nèi)徑mm107管外徑mm127管心距mm215爐管有效長(zhǎng)/根mm22995管底間距mm69

30、0中心距底中間墻高mm4151反射墻表-4 輻射室操作條件項(xiàng)目單位設(shè)計(jì)值備注減渣處理量t/h148.5 單爐總，以每年8400小時(shí)計(jì)t/d3564單爐總?cè)f噸/年124.74單爐總輻射進(jìn)料量t/h208.5循環(huán)比0.40 0-1燃料用量nm3/h單爐kg/h4400分子量：26.72入裝置溫度160換后溫度299對(duì)流入口溫度320對(duì)流室輻射入口溫度380390輻射出口分支溫度500輻射出口總溫度498輻射進(jìn)料壓力mpa無(wú)表壓輻射出口壓力mpa0.45注汽總量kg/h程375單管程注水總量一次注汽量kg/h程100最大值250最小值80二次注汽量kg/h程150最大值350最小值100三次注汽量k

31、g/h程125最大值160最小值80一次注汽位置對(duì)流室二次注汽位置輻射室入口三次注汽位置19注汽溫度420注汽壓力mpa2.8表壓注水汽化分率%1000-100空氣入爐溫度200換后溫度爐膛溫度741煙氣出對(duì)流室溫度340排煙溫度141氧含量 %2-4環(huán)境溫度20詳細(xì)細(xì)節(jié)參見(jiàn)第4章第2節(jié) “不同操作條件對(duì)青島焦化爐的預(yù)測(cè)”，項(xiàng)目中我們?cè)诨鹱?、傳熱面積、火盆邊緣距管間距、爐出口溫度等方面對(duì)青島焦化爐結(jié)構(gòu)及操作條件進(jìn)行了簡(jiǎn)要對(duì)比。青島大煉油設(shè)計(jì)焦化原料為沙輕深拔渣油、沙重深拔渣油及不同配比沙輕沙重混合渣油并摻煉污泥，由于未開(kāi)工不能采集現(xiàn)場(chǎng)油樣，為了確保操作成功，我們采用課題組原收集的12種原料作為

32、模擬輻射進(jìn)料，考察了不同原料對(duì)流轉(zhuǎn)輻射溫度在380390時(shí)，在青島大煉油焦化爐設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)、操作條件及燃料組成條件下關(guān)鍵參數(shù)的變化；為了確保操作成功，選出了最劣質(zhì)原料在給定輻射結(jié)構(gòu)中進(jìn)行過(guò)程模擬，考察了不同爐出口溫度與注氣量對(duì)操作的影響：爐出口溫度分別為491、493、500（設(shè)計(jì)值）、503時(shí)：循環(huán)油管內(nèi)停留時(shí)間為70.671.84s，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)循環(huán)油管內(nèi)停留時(shí)間為70.95s；430以上停留時(shí)間為44.447.64s，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)430以上停留時(shí)間為47.12；管內(nèi)裂化轉(zhuǎn)化率為8.8614.203%，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)管內(nèi)裂化轉(zhuǎn)化率為12.658%；最大表觀流速為21.90

33、525.842m/s，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)最大表觀流速為24.627s；出口汽化分率為22.24827.091%，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)出口汽化分率為25.63；爐膛溫度為714752，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)爐膛溫度為742.5；平均熱強(qiáng)度為30.337.4kw/m2，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)平均熱強(qiáng)度為35.6 kw/m2；生焦反應(yīng)焦化爐給熱為360475 kj/kg，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)生焦反應(yīng)焦化爐給熱為447 kj/kg；反應(yīng)行程長(zhǎng)度為365390m，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)反應(yīng)行程長(zhǎng)度為385m；燃料消耗為21.3527.06kgeo/t渣油，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)燃料消耗為25.48 kgeo/

34、t渣油；介質(zhì)總吸熱為66988257 kw，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)介質(zhì)總吸熱為7833kw；生焦反應(yīng)總給熱/介質(zhì)總吸熱為7378%，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)生焦反應(yīng)總給熱/介質(zhì)總吸熱為77%；爐內(nèi)反應(yīng)總吸熱/介質(zhì)總吸熱為2531，爐出口溫度為設(shè)計(jì)值時(shí)爐內(nèi)反應(yīng)總吸熱/介質(zhì)總吸熱為30%。 在設(shè)計(jì)出口溫度條件下，當(dāng)每路注汽量分別為最大量（600+160）kg/h、一般量（250+125）kg/h、最小量（180+80）kg/h時(shí)對(duì)關(guān)鍵參數(shù)的影響：循環(huán)油管內(nèi)停留時(shí)間分別為48s、71s、80s；430以上停留時(shí)間分別為31s、47s、54s；管內(nèi)裂化轉(zhuǎn)化率分別為8.8%、12.7%、14.1%；最大表觀流速分別為31.5m/s、24.6m/s、22.4m/s；爐膛溫度分別為732、742、753；平均熱強(qiáng)度分別為36 kw/m2、39 kw/m2、41kw/m2；輻射室壓降分別為0.869 mpa、0.627mpa、0.562 mpa；生焦反應(yīng)焦化爐給熱分別為372kj