CPECC East-China Design Branch(Beijing), Beijing 100101, China
Abstract: Relying on the capacity expansion and revamp of 400×103 t/a CCR unit built in the 1990's, a series of energy saving measures were taken considering the scale, process and energy utilization, which include:optimizing the feed scheme according to the characteristics of the feed to reduce the scale of reaction; utilizing the high-efficient welded plate heat exchanger and double shell side heat exchanger to enhance heat transfer; decreasing the outlet temperature of flue gas to increase thermal efficiency of heating furnace; and optimizing the heat exchanger process flow to lower the inlet temperature of air cooler, and maximizing to utilize the latent heat of evaporation in the top of the tower. As a result, the processing ability increased by 13%, while the comprehensive energy consumption decreased by 502.4 MJ/t.
催化重整是现代化石油加工过程中生产高辛烷值汽油组分、芳烃和含氢气体的重要工艺过程，也是炼油厂中能量消耗较高的加工过程[1]。因此，降低该过程能耗是工艺设计中关注的重要问题之一。
自20世纪80年代开始，我国陆续引进了60余套连续重整装置。由于受到加工规模、重整催化剂技术及其他相关技术水平等因素的客观限制，加之当时能源价格偏低的实际情况，部分早期引进的装置规模通常较小，装置总体技术水平、能耗水平与当前新建装置存在较大差距。如何根据工厂原料和实际需求的变化，充分利用已有的技术进步，在经济可行的条件下对老装置适当扩能，回收利用扩能优化装置的能量，大幅度降低装置的公用工程消耗，使装置总体技术水平及能耗达到与新建装置相当的水平，是相关的工艺设计者需要解决的重要课题[2-3]。
以下结合将20世纪90年代引进投产的1套40×104 t/a连续重整装置扩能改造为50×104 t/a的实例，根据工厂总体要求及装置现状确定了改造原则、扩能规模及节能方案等，并对相关问题进行了探讨。
1 改造背景
项目所涉及的催化重整装置含石脑油加氢处理、连续重整、催化剂连续再生3个生产单元，是工厂芳烃联合装置的一部分，其主要目的是用进入芳烃联合装置的原料最大限度地生产苯、甲苯、二甲苯等芳烃产品。该装置采用美国环球油品公司(UOP)加压再生专利技术，由日本东洋工程公司承包建设，于20世纪90年代中期建成投产。
经过近20年的长周期运转，该装置逐渐暴露出以下问题：
(1) 石脑油加氢处理反应及汽提塔加热能力受限。石脑油加氢处理单元的混合进料换热器原设计负荷偏低，导致预加氢进料加热炉的进料温度偏低，炉负荷增加较大。因受该加热炉加热能力的限制，石脑油加氢处理单元的反应部分达不到原设计处理能力。此外，受汽提塔底重沸炉加热能力的限制，石脑油汽提塔的汽提效果也受到一定的影响。
(2) 重整进料四合一炉负荷不足。在反应器进料平均入口温度为520 ℃时，重整2#中间加热炉的炉膛温度已达到780 ℃以上，接近允许的设计上限，限制了重整单元加工负荷的提高。改造前重整单元实际处理能力约为原设计值的89%。
(3) 重整立式进料换热器效率低。重整立式进料换热器原设计负荷为25.89 MW，原设计热端温差为49 ℃(热流入口温度511 ℃，冷流出口温度462 ℃)。改造前，实际运行时热端温差达到69.5 ℃(热流入口温度479 ℃，冷流出口温度409.5 ℃)，换热效果很差，无法满足实际生产需要。
(4) 装置供氢能力不足，无法满足工厂的H2需求。受设备卡边、老化等因素的影响，装置的整体加工能力低于原设计能力，产氢能力下降。同时，部分用氢装置规模也发生了变化，对H2的需求增加，目前重整装置的产氢能力无法满足工厂对H2的需求。
综合以上问题可看出，迫切需要对该装置进行扩能改造，以满足工厂实际生产及H2平衡的需要。
2 改造分析
2.1 扩能规模分析
在确定扩能改造后的装置规模时，考虑到原装置设计余量小、平面布置紧凑的实际情况及近10年发展规划的同时，依托重整催化剂的技术进步，对原装置的设备规格及能力进行了核算。根据反应器、循环氢压缩机、增压机、加热炉炉体和催化剂再生规模不进行大改动的原则，对扩能后的规模进行了如下分析：
(1) 按原设计苛刻度要求，通过选用高活性、低积炭的催化剂、提高反应空速、降低氢油比等措施适当提高装置处理能力(工况1)。
(2) 降低产品苛刻度要求，进一步降低氢油比以实现更高的处理量(工况2)。
改造前后两种规模下的主要操作条件和相应技术指标对比列于表 1。
表 1
表 1 改造前后两种工况的反应条件对比
Table 1 Reaction conditions comparison before and after transformation
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表 1 改造前后两种工况的反应条件对比
Table 1 Reaction conditions comparison before and after transformation
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由于原装置设计时设备余量较小，经核算，扩能至75 000 kg/h时，装置改造后可利用的原设备不多，投资较高。综合考虑后最终确定改造后重整单元的进料量为60 000 kg/h，较原设计扩能13%，配套石脑油加氢处理的规模为64 498 kg/h。经过对改造方案(工况1)进行分析及论证，并结合工厂对原有设备的检测结果，确定将该装置由目前的0.4 Mt/a扩能改造至0.5 Mt/a是可行且安全的。
2.2 优化流程、提高装置处理能力
目前，石脑油加氢处理单元进料由直馏石脑油、加氢裂化石脑油和裂解汽油抽余油组成，其中加氢裂化石脑油占28.4%。根据工厂提供的加氢裂化石脑油实际杂质含量数据，其S、N等杂质含量均较低，可不经加氢反应直接作为重整进料。因此，在本次改造流程中，加氢裂化石脑油不再进入加氢反应部分，而是直接进入汽提塔，经汽提塔汽提脱水后作为重整进料。
改造后，加氢处理单元的实际处理量比原设计降低18%，无需进行扩能改造，降低了整个项目的改造工程量，扩能前后加氢处理反应单元的操作条件对比见表 2。
表 2
表 2 扩能前后加氢处理反应操作条件对比
Table 2 Comparison of operating conditions of naphtha hydrotreating reaction before and after capacity expansion
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表 2 扩能前后加氢处理反应操作条件对比
Table 2 Comparison of operating conditions of naphtha hydrotreating reaction before and after capacity expansion
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3 扩能改造时的节能设计
基于扩能规模，采取以下节能设计措施对装置进行了扩能降耗改造。
3.1 采用高效换热器代替瓶颈换热器
3.1.1 重整进料换热器
扩能后，重整进料换热器在换热能力和工艺介质压降方面均不能满足需要，应予以更换。
设计改造时曾考虑过新增1台同样规格的立式换热器与原立式换热器并联，或新增1台换热面积较小的立式换热器与原立式换热器串联，但通过技术经济对比及综合分析，最终确定采用高效焊接板式换热器替换原立式换热器的方案。板式换热器传热效率高，可最大限度地回收利用重整反应产物的热量，且系统压降及占地面积较小[4]，改造工程量不大，虽然一次投资偏高，但后续的操作维护费用较低。扩能前后重整进料换热器的参数对比见表 3。
表 3
表 3 扩能前后重整进料换热器参数对比
Table 3 Comparison of exchanger parameters for reformer feed before and after expansion
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表 3 扩能前后重整进料换热器参数对比
Table 3 Comparison of exchanger parameters for reformer feed before and after expansion
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从表 3可以看出，由于采用了高效焊接板式换热器，重整装置扩能13%后，重整进料加热炉的负荷不仅没有增加，反而有较大程度的降低。现场运行时加热炉和空冷器的总体热负荷较原设计值降低0.3 MW。
3.1.2 加氢混合进料换热器
石脑油加氢处理单元混合进料换热器原设计负荷偏低，随着炼油厂检修周期的增长，管束结垢严重，换热效率低，增加了预加氢进料加热炉的负荷。此次扩能改造虽然在流程上对反应部分进料进行了优化，但为了增加该单元的操作灵活性，进一步降低预加氢进料加热炉负荷，尽可能回收加氢反应产物的热量，本次改造时在低温端采用两台碳钢双壳程换热器替换原来的两台普通碳钢管壳式换热器，以提高热回收能力。
由于双壳程换热器具有类似于纯逆流的传热特性，可实现更大的传热温差，从而提高热回收能力，改造前后的热负荷对比列于表 4。
表 4
表 4 采用双壳程换热器前后热负荷对比
Table 4 Heat load comparison before and after using double shell heat exchanger
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表 4 采用双壳程换热器前后热负荷对比
Table 4 Heat load comparison before and after using double shell heat exchanger
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由表 4可知，将加氢进料换热器更换为双壳程换热器后，提高了预加氢进料/产物的换热深度，加氢反应产物空冷器及预加氢进料加热炉的热负荷在现场运行时均有较大程度的降低，二者的热负荷之和较原设计降低约46%。
3.2 重整进料四合一炉改造
重整反应为强吸热反应，加热炉为重整反应提供热量，是重整装置的主要耗能设备[1]。在长周期的操作运行后，重整进料四合一炉自身负荷不足，出现了满负荷下炉膛温度超标的情况。同时，扩能后原设计辐射盘管不能满足改造后的热负荷和管内压降要求，需进行改造。扩能改造时采取了以下设计措施：
3.2.1 提高重整进料四合一炉的加热能力
重整进料加热炉、重整2#加热炉、重整3#加热炉的炉管数由原来的26根增加至34根。同时，对炉管长度进行了不同程度的加长。重整1#加热炉炉管由26根增加到46根。
3.2.2 提高重整进料四合一炉的加热效率
燃烧器对燃烧效果和炉子热效率具有直接的影响[5]。因此，扩能改造时更换了重整四合一炉的部分燃烧器。同时，在对流室余热锅炉系统原设计蒸发段预留位置增加两排翅片管，以避免对流室排烟温度升高，提高加热效率。扩能改造后，加热炉效率由改造前的90.2%提高至90.6%。
3.3 优化换热流程以强化换热
扩能后，汽提塔处理量增加，为满足汽提效果，需同时增加外界提供热量。经过核算，该汽提塔塔底重沸炉已无法满足处理量增加后的供热需求。处理量增大后，塔顶和塔底物流携带的热量也相应增大，若能有效回收利用这部分热量，用以提高汽提塔进料温度，则有望在不增加汽提塔底重沸炉负荷的情况下，提高汽提塔的汽提效果。经核算，新增1台汽提塔塔顶/进料换热器可以提高汽提塔的进料温度，强化汽提效果。同时，也降低了汽提塔塔底重沸器负荷，增加汽提塔塔顶/进料换热器前后的热负荷对比情况列于表 5。
表 5
表 5 增加汽提塔塔顶/进料换热器前后热负荷对比
Table 5 Heat load comparison before and after adding stripper top/feed heat exchanger
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表 5 增加汽提塔塔顶/进料换热器前后热负荷对比
Table 5 Heat load comparison before and after adding stripper top/feed heat exchanger
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汽提塔塔顶/进料换热器设在汽提进料/塔底换热器前，将汽提塔进料温度由158 ℃提高至180 ℃，相应的汽提塔再沸炉热负荷将由5.65 MW降至4.41 MW，可节能1.26 MW。同时，汽提塔空冷器热负荷由2.90 MW降至1.65 MW，降低了风机电耗。汽提塔塔顶/进料换热器和汽提塔空冷器的热负荷实际运行值较设计值降低较多，总能耗得到有效降低。
3.4 节能效果
由于装置要为下游抽提单元提供原料，故设置了重整液分离塔。扩能改造后，装置(含重整液分离塔)设计能耗为4 302.8 MJ/t重整进料，与扩能改造前4 797.2 MJ/t重整进料的能耗值相比降低了10%。如果不计入重整液分离塔的消耗，装置能耗为3 701.1 MJ/t重整进料，与国内同类新建先进装置水平相当，表明扩能改造的节能效果明显。
4 结语
(1) 进行装置扩能改造时，应结合原料情况、产品要求、装置现状，在经济合理的前提下确定装置扩能后的合理规模。
(2) 在经济可行的前提下采用新技术、先进设备进行扩能改造，优化换热网络，充分回收可利用的热量，可在扩能的同时起到节能作用。
(3) 装置扩能改造后，能耗从4 797.2 MJ/t重整进料降至4 302.8 MJ/t重整进料，如果不计入重整液分离塔的消耗，装置能耗为3 701.1 MJ/t重整进料，能耗水平与国内同类新建装置相当，扩能改造效果明显。
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徐承恩. 催化重整工艺与工程[M]. 北京: 中国石化出版社, 2006.
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2014, Vol. 43