催化重整节能降耗燕山 (2)PPT讲稿.ppt

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1、催化重整节能降耗燕山1第1页，共107页，编辑于2022年，星期五1.1.目前我国催化重整现状目前我国催化重整现状2.2.重整装置能耗分析重整装置能耗分析2.1 2.1 半再生重整能耗半再生重整能耗2.2 2.2 连续重整能耗连续重整能耗2.3 2.3 两类重整工艺能耗对比两类重整工艺能耗对比2.4 2.4 低能耗的重整装置案例低能耗的重整装置案例3.3.降低重整能耗的措施降低重整能耗的措施4.4.结束语结束语2第2页，共107页，编辑于2022年，星期五1.1.目前我国催化重整现状目前我国催化重整现状催化重整节能降耗催化重整节能降耗3第3页，共107页，编辑于2022年，星期五1965196

2、5年年我我国国在在大大庆庆建建成成投投产产了了第第一一套套1010万万吨吨/年年的的工工业业化化催催化化重重整整装装置置经过经过4545年的发展，到年的发展，到20102010年底共建成投产催化重整装置年底共建成投产催化重整装置8989套套总加工能力总加工能力4900万吨万吨/年，约占原油总加工能力的年，约占原油总加工能力的12%12%左右左右连续重整装置连续重整装置4242套，加工能力为套，加工能力为39003900万吨万吨/年年半再生重整装置半再生重整装置4747套，加工能力为套，加工能力为10001000万吨万吨/年年 4第4页，共107页，编辑于2022年，星期五建设投产年代建设装置套

3、数，套处理量，万吨/年原设计/改造增加万吨/年半再生连续重整合计半再生连续重整合计604-455-55 40/15709-9160-160 117/458071811060170139/359019113045073011801050/13120008303822531103335至2010年11月合计4742891000390049005第5页，共107页，编辑于2022年，星期五90年代以前的25年，建成投产了21套催化重整装置，其中只有1套连续重整装置90年代以后的18年间共建成投产了54套催化重整装置，占全部投产装置总套数的72%；而其加工能力占全部投产装置总能力的88.1%90年代以

4、后的18年建成投产了27套连续重整装置仅2000年代的10年就建成投产了38套重整装置，其中连续重整30套。加工能力占全部投产装置总能力的68%预计到2015年前还将建成投产约15套左右装置，再增加能力约1700万吨/年。届时我国的重整装置套数超过100套，总加工能力将达到6600万吨/年6第6页，共107页，编辑于2022年，星期五已建成装置的规模分布情况已建成装置的规模分布情况规模，万吨/年数量，套占总套数的比例，%152620402450802022.51001921.329.227.07第7页，共107页，编辑于2022年，星期五 连续重整装置占总套数的连续重整装置占总套数的47%47

5、%，加工能力却占到了，加工能力却占到了79.6%79.6%42套连续重整装置中的5套平均反应压力为0.8MPa左右,其余的平均反应压力为0.35MPa左右，单套装置的平均能力为92.8万吨/年连续重整装置所采用的工艺技术包括了UOP和IFP两家专利公司的各代专利技术以及自己的技术，已具有国际水平8第8页，共107页，编辑于2022年，星期五目前我国已经建成投产的连续重整装置情况 我国从1979年开始引进连续重整技术，1985年第一套连续重整装置在上海金山投产，20多年来有了很大发展，到现在已建成投产或正在投产的共42套装置，总能力达到3900万吨/年。仅2009年一年就建成投产10套，加工能力

6、为1120万吨/年，占连续重整总能力的1/39第9页，共107页，编辑于2022年，星期五我国已经投产连续重整装置情况 10第10页，共107页，编辑于2022年，星期五我国在建连续重整装置情况 近年来随着石化工业的发展，我国的连续重整不论是数量还是规模，都有了巨大的提高，还有一批新的装置正在设计和建设中，初步统计其总能力达1800万吨/年，这些装置都将在最近几年内陆续建成投产，下表是我国正在设计和建设的连续重整装置的初步名单11第11页，共107页，编辑于2022年，星期五 半再生重整装置的平均反应压力大多在半再生重整装置的平均反应压力大多在1.5MPa1.5MPa左右左右单套装置的平均能力

7、为21.3万吨/年，平均能力偏低 大多是80年代以后建设的，技术水平比较高12第12页，共107页，编辑于2022年，星期五半再生和连续重整催化剂都已经实现了国产化，并达到国际水平半再生重整和连续重整的工程设计全部国产化开发出了以逆流移动床为代表的具有自主知识产权的连续重整专利技术13第13页，共107页，编辑于2022年，星期五目前我国生产的车用汽油在质量方面与世界燃料规范及国内车用无铅汽油新标准相比的主要差距烯烃含量高硫含量高芳烃及苯含量相对较低其中烯烃、硫含量差距最大造成上述这种情况的主要原因是我国车用汽油的构成不合理 14第14页，共107页，编辑于2022年，星期五我国车用汽油调和组

8、分中我国车用汽油调和组分中催化裂化汽油所占比例太大催化重整汽油和其它高质量汽油组分所占比例太小低辛烷值（直馏）汽油组分还占一定比例15第15页，共107页，编辑于2022年，星期五催化重整装置生产的汽油的特点辛烷值高烯烃含量很低芳烃含量较高基本不含硫、氮、氧等杂质催化重整汽油的这些特点正好能弥补目前我国车用汽油的质量缺点，是理想的可增加的调和组分。要实现车用汽油质量的升级换代，就要调整汽油构成，减少催化裂化汽油所占比例，增加其它汽油调和组分尤其是催化重整汽油的比例 16第16页，共107页，编辑于2022年，星期五催化重整装置与其它生产高质量汽油的工艺相比其原料来源广范，加工量大可根据需要在一

9、定范围内调整所生产的汽油辛烷值的高低是解决目前我国车用汽油质量的最有效和最重要的手段。是实现汽油质量升级的主要工艺17第17页，共107页，编辑于2022年，星期五重整产氢是炼厂宝贵的氢源，目前，国内柴油产品的质量指标也正在逐步提高，对硫含量等限制更加严格，所以要建设大量的加氢装置，因而就需要大量的氢气采用制氢等装置生产的氢气成本很高，生产每吨纯氢近万元催化重整可付产大量廉价的含氢气体，重整装置的纯氢产率为2.54.0,氢纯度可达90%（分子），是加氢装置非常好的氢源一套规模为60万吨/年的催化重整装置,采用半再生重整纯氢产量至少每年1.5万吨，采用连续重整纯氢产量每年约2.4万吨。可为一套1

10、20200万吨/年的柴油加氢精制装置提供氢气，节省大量的制氢原料，降低加氢装置的操作成本 18第18页，共107页，编辑于2022年，星期五 催化重整装置生产的汽油芳烃含量较高，一般为5580（重）可生产高纯度的苯，甲苯，混合二甲苯及重芳烃等芳烃产品目前市场上芳烃产品十分紧俏，价格较高我国已建成投产的催化重整装置有一半是用来生产芳烃的19第19页，共107页，编辑于2022年，星期五 我国的重整还将继续发展,主要以连续重整为主,装置建设以新建为主除中石化和中石油外,其他石化企业尤其是民营企业将成为重整规模的增长点 规模趋于大型化,大多在100万吨/年以上连续重整工艺技术以国产为主,采用国内催化

11、剂,基本不再引进技术除少量特殊仪表外,设备基本国产化20第20页，共107页，编辑于2022年，星期五2 2重整装置能耗分析重整装置能耗分析21第21页，共107页，编辑于2022年，星期五重整装置因所采用的原料种类和性质、要求的产品方案以及装置规模的不同其能耗差别很大 一般规模越小、原料越差、要求的产品辛烷值越高、外送氢气的纯度的压力越高其能耗越大生产高辛烷值汽油与生产芳烃的重整装置能耗相差很大22第22页，共107页，编辑于2022年，星期五 一般半再生重整装置能耗为70-90万大卡/吨进料左右连续重整为70-105万大卡/吨进料左右23第23页，共107页，编辑于2022年，星期五2.1

12、 2.1 半再生重整能耗半再生重整能耗24第24页，共107页，编辑于2022年，星期五装置案例分析装置案例分析原料：大庆53%的直馏和47%的加氢石脑油处理量：20万吨/年产品：RON95的高辛烷值汽油 平均反应压力：1.4 MPa氢油比：600：1（一段）和 1200：1（二段）25第25页，共107页，编辑于2022年，星期五装置公用工程消耗统计装置公用工程消耗统计-表示装置产生外送量，余热锅炉产生3.5MPa蒸汽，循环氢压缩机采用背压式透平驱动26第26页，共107页，编辑于2022年，星期五装置各部分能耗计算装置各部分能耗计算27第27页，共107页，编辑于2022年，星期五重整反应

13、部分的能耗最高，约占全装置能耗的53.6%左右预处理部分的能耗约占全装置能耗的34.6%左右产物分离部分的能耗最小，占全装置能耗的11.8%在单项公用工程消耗中，燃料能耗占比例最大，为97%其中重整反应部分燃料消耗量最大，主要是重整反应热预处理和产物分离燃料能耗分别占各自能耗的73%和79%重整烟气余热锅炉发生蒸汽为装置贡献能量，占全装置能耗的21.6%28第28页，共107页，编辑于2022年，星期五循环氢压缩机占全装置能耗的11.2%重整烟气余热锅炉发生中压蒸汽，循环氢压缩机透平背压出1.0MPa蒸汽,蒸汽项对能耗的贡献是负的。不使用背压透平情况就不一样循环氢压缩机用蒸汽驱动，全装置电的耗

14、量量就比较低。耗电能占全装置能耗的11%左右;如果用电动，则耗电能占全装置能耗的35%左右29第29页，共107页，编辑于2022年，星期五装置耗电分项情况，装置耗电分项情况，kwh/kwh/吨进料吨进料30第30页，共107页，编辑于2022年，星期五 压缩机耗电量最大，占全装置用电量的54%，如果循环氢压缩机用电驱动，则占的比例更大，约80%泵耗电量占全装置用电量的30%循环水能耗占全装置能耗的比例最小，为1.7%。如果循环氢压缩机用凝气式透平驱动，则循环水耗量就会增加很多31第31页，共107页，编辑于2022年，星期五 半再生重整装置的两个能耗半再生重整装置的两个能耗“大户大户”加热炉

15、的能耗占整个装置能耗的76%，而重整反应加热炉占的比例最大压缩机的能耗占装置能耗的11%两项共计占全装置能耗的87%。因此节能措施应主要针对这两个耗能大项进行32第32页，共107页，编辑于2022年，星期五2.2 2.2 连续重整能耗连续重整能耗 33第33页，共107页，编辑于2022年，星期五 典型的典型的UOPUOP连续重整装置能耗连续重整装置能耗34第34页，共107页，编辑于2022年，星期五 典型的典型的IFPIFP连续重整装置能耗连续重整装置能耗35第35页，共107页，编辑于2022年，星期五36第36页，共107页，编辑于2022年，星期五重整反应及产物分离部分的能耗比较高

16、，约占全装置能耗的75%左右预处理部分的能耗约占全装置能耗的20%左右催化剂再生部分的能耗仅占全装置能耗的25%预处理部分主要用于重整反应原料的精制，因此它的能耗主要取决于原料油的杂质含量及C6烷烃以下的轻石脑油的比例催化剂再生部分的能耗占全装置能耗的比例较小，因此，不同催化剂再生工艺的能耗差别对全装置能耗的影响不大对于采用不同工艺技术的连续重整装置来讲，在装置生产规模、原料组成、产品要求相同的前提下，原料预处理、重整反应及产物分离等部分的能耗基本相同，只是催化剂再生和循环方式不同使催化剂再生部分的能耗有所差别37第37页，共107页，编辑于2022年，星期五反应需供热反应需供热重整主要反应是

17、预加氢及重整反应。预加氢反应热较小，可忽略不计。催化重整是强吸热反应，在反应过程中为了保持所需的温度需多次“接力”加热，一般有四个反应加热炉。热量均由加热炉供给，约占全装置总能耗的45.0%加热炉提供的热量（按燃料折算）占重整反应及产物分离部分总能耗的94%左右38第38页，共107页，编辑于2022年，星期五蒸馏 重整装置设有多台蒸馏塔以实现原料的切割及产品分离。塔底加热炉和重沸器所消耗的能量约占全装置能耗总量的22.3%39第39页，共107页，编辑于2022年，星期五工艺介质输送工艺介质输送 重整反应及催化剂再生所需气体的增压、循环以及油品的加压、输送都是依靠压缩机及泵的驱动来完成，约占

18、全装置能耗总量的26.3%，其中压缩机部分的能耗占全装置能耗总量的21.6%40第40页，共107页，编辑于2022年，星期五产品冷却产品冷却 装置塔的回流、气液分离及产品送出装置，均采用空气冷却或水冷却。此外，压缩机及泵在运转时也需冷却水。以上消耗占全装置总能耗的3.9%41第41页，共107页，编辑于2022年，星期五其它加热及伴热等能耗占总能耗的2.5%42第42页，共107页，编辑于2022年，星期五连续重整装置的两个能耗连续重整装置的两个能耗“大户大户”加热炉的能耗占整个装置能耗的67.3%，而重整反应加热炉占的比例最大压缩机的能耗占装置能耗的21.6%两项共计占全装置能耗的两项共计

19、占全装置能耗的88.9%88.9%。因此节能措施应。因此节能措施应主要针对这两个耗能大项进行主要针对这两个耗能大项进行43第43页，共107页，编辑于2022年，星期五2.3 2.3 两类重整工艺能耗对比两类重整工艺能耗对比44第44页，共107页，编辑于2022年，星期五 无论何种重整工艺类型，其反应条件对能耗的影响较无论何种重整工艺类型，其反应条件对能耗的影响较大，相同原料条件下大，相同原料条件下苛刻度（产品的辛烷值）决定反应条件苛刻度（产品的辛烷值）决定反应条件苛刻度高苛刻度高 温度高、压力低、氢温度高、压力低、氢/烃比大烃比大 能耗高能耗高不同的反应苛刻度，其能耗差别较大不同的反应苛刻

20、度，其能耗差别较大45第45页，共107页，编辑于2022年，星期五 半再生重整的反应苛刻度小于连续重整，需要的反应热比连续重整少半再生重整的反应压力（约1.4MPa）高于连续重整(约0.35MPa)，循环氢压缩机及产氢增压机的功率小于连续重整连续重整能耗比半再生重整高连续重整能耗比半再生重整高 46第46页，共107页，编辑于2022年，星期五 对重整能耗影响最大的是反应炉和循环氢压缩机对重整能耗影响最大的是反应炉和循环氢压缩机半再生重整加热炉的能耗占整个装置能耗的76%76%，压缩机的能耗占装置能耗的11%11%连续重整加热炉的能耗占整个装置能耗的67.3%67.3%，而重整反应加热炉占的

21、比例最大。压缩机的能耗占装置能耗的21.6%21.6%两项共计占全装置能耗的88%88%。因此节能措施应主要针对这两个耗能大项进行47第47页，共107页，编辑于2022年，星期五 2.4 2.4 低能耗的重整装置案例低能耗的重整装置案例48第48页，共107页，编辑于2022年，星期五 举例装置以直馏石脑油、高压和中压加氢裂化重石脑油及加氢焦化汽油为原料，规模为200万吨/年（重整进料），采用UOP的连续重整工艺技术，生产脱戊烷油，为下游的芳烃联合装置提供原料。其中：直馏石脑油、加氢焦化汽油进石脑油加氢部分精制 高中压加氢裂化重石脑油不经石脑油加氢直接送入重整部分 产品辛烷值RONC106，

22、年操作时间按8400小时49第49页，共107页，编辑于2022年，星期五 50第50页，共107页，编辑于2022年，星期五 技术特点技术特点本装置轻石脑油组分占预处理进料的比例约为3wt%,比在常规装置进料中的比例降低很多；预处理部分采用先加氢后分馏且预分馏塔与蒸发塔“合二为一”的方案，塔顶少量含硫轻石脑油及燃料气送往焦化装置脱硫，塔底精制石脑油送往连续重整部分原料缓冲罐连续重整部分采用超低压连续重整工艺技术，脱戊烷油送往下游芳烃联合装置做原料；所产含氢气体送往工厂2.4MPa氢气管网催化剂再生部分采用UOP的Cyclemax工艺技术，并选用Chlorsorb工艺技术回收再生放空气中的氯，

23、取消常规设计中的放空气碱洗系统重整循环氢压缩机采用9.5MPa蒸汽背压至3.5MPa蒸汽的背压透平驱动的离心机；重整氢增压机采用3.5MPa蒸汽的凝气透平驱动的离心机51第51页，共107页，编辑于2022年，星期五装置能耗情况装置能耗情况52第52页，共107页，编辑于2022年，星期五 装置能耗指标分析因原料预处理规模较小，该装置重整部分的能耗比较高，约占全装置能耗的91%左右原料预处理部分的能耗约占全装置能耗的7%催化剂再生部分的能耗约占全装置能耗的2%53第53页，共107页，编辑于2022年，星期五 在单项公用工程消耗中：燃料能耗占比例最大为99.4%而蒸汽和凝结水的综合消耗对能耗的

24、贡献是负的，为-8.44%电能耗占比例为5.2%冷却水能耗占比例为2%除盐水能耗占比例为1%该装置单位设计能耗为3105.5 MJ/吨重整进料，即74.2 kg标油/吨重整进料，此能耗水平在目前国内同类装置的设计中名列前茅54第54页，共107页，编辑于2022年，星期五 2010 2010年年1 13 3月份统计该装月份统计该装置实际能耗为置实际能耗为56.256.255第55页，共107页，编辑于2022年，星期五 采取的主要节能措施采取的主要节能措施优化装置的原料采用馏程适宜的直馏石脑油及加氢焦化汽油为原料，采用先加氢处理后汽提的流程脱出石脑油中的杂质，精制后的石脑油送往重整部分不再设置

25、石脑油分馏及拔头油汽提，这样的改进对降低连续重整装置的能耗有一定的帮助优化压缩机配置循环氢及重整产氢增压机均按蒸汽驱动的离心式压缩机设计循环氢压缩机将循环氢及产氢从0.24MPa升压至0.58MPa增压机则将产氢压力从0.51MPa升压至2.78MPa 56第56页，共107页，编辑于2022年，星期五 循环氢压缩机突破性的采用9.5MPa蒸汽背压至3.5MPa蒸汽的背压透平驱动，重整氢增压机采用常规的3.5MPa蒸汽驱动的凝气透平，在实现蒸汽逐级利用的同时，较大程度地降低了装置的能耗若产氢增压机采用3.5MPa蒸汽背压至1.0MPa蒸汽的背压透平驱动，蒸汽逐级利用将更为完善，则本装置的能耗值

26、预计为66.2kg标油/t重整进料，在目前国内同类装置的设计中将位居首位若循环氢压缩机及产氢增压机均采用3.5MPa蒸汽驱动的凝气透平，蒸汽未实现逐级利用，则本装置的能耗值指标预计为84.9kg标油/t重整进料压缩机的型式对装置能耗影响很大，在全厂蒸汽平衡情况允许的前提下，循环氢压缩机及产氢增压机应尽量采用背压透平驱动或采用一台背压透平驱动、一台凝气透平驱动方案。若两台压缩机均采用凝气透平驱动对装置能耗最为不利 57第57页，共107页，编辑于2022年，星期五 优化重整进料换热器的设计，实例装置中的重整进料/产物换热器选用传热系数高、压降小的纯逆流焊板式换热器，在大限度地回收热量的同时，降低

27、了重整第一进料加热炉的热负荷以及重整产物空冷器的面积，达到节省燃料及降低用电量的目的，以降低装置能耗提高加热炉的热效率，常规加热炉的热效率为90%左右，本装置的加热炉设计热效率高达92.5%，可使全装置能耗降低2个单位合理利用物料余热，该装置的原料-加氢裂化石脑油采用热进料流程，正常生产时不经冷却，直接送至本装置；该装置的产品-脱戊烷油正常生产时，不经冷却，直接作为热进料送往下游装置。这样在一定程度上减少了循环水用量，从而降低了全厂能耗58第58页，共107页，编辑于2022年，星期五优化塔的设计 根据SEI的设计经验及装置实际运行经验，对装置重整部分的脱戊烷塔的塔盘数进行了优化 脱戊烷塔的规

28、格由原1700/290026500(切)优化为1700/290032500(切)，塔高增加了6米。经初步的经济核算，约1.5年即可收回投资。59第59页，共107页，编辑于2022年，星期五 本装置选取不同操作苛刻度对反应条件及产率的影响本装置选取不同操作苛刻度对反应条件及产率的影响60第60页，共107页，编辑于2022年，星期五3 3降低重整能耗的措施降低重整能耗的措施61第61页，共107页，编辑于2022年，星期五催化重整装置节能途径催化重整装置节能途径提高加热炉热效率，降低加热炉燃料消耗降低循环系统压降，降低循环氢压缩机功率选定适当的氢气压送压力优化工艺流程选用高效设备62第62页，

29、共107页，编辑于2022年，星期五应通过强化换热，提高反应进料和分馏塔进料温度，同时降低分馏塔的回流比，以降低加热炉的热负荷 结合反应条件的优化，降低预加氢循环氢和重整循环氢的氢油比并减少重整氢增压机压力平衡的返回量等措施达到节能降耗的目的尽量利用装置的低温热63第63页，共107页，编辑于2022年，星期五提高加热炉热效率，降低燃料消耗 一套典型的催化重整装置设有加热炉8台，（1台预加氢进料炉，4台重整反应炉，3台重沸炉），炉子多，热负荷大，是装置节能的重点。加热炉有效热负荷是由工艺过程决定的，因此加热炉节能的主要目标是烟气余热回收，提高加热炉的热效率64第64页，共107页，编辑于202

30、2年，星期五提高加热炉热效率提高加热炉热效率-余热回收余热回收重整反应加热炉用于加热反应物料（重整反应加热炉用于加热反应物料（500500）的负荷）的负荷只占总负荷的只占总负荷的535360%60%，辐射室排烟温度，辐射室排烟温度 800800设余热锅炉，处理设余热锅炉，处理1 1吨重整进料其反应加热炉高温烟吨重整进料其反应加热炉高温烟气可发生气可发生3.5MPa3.5MPa蒸汽蒸汽0.260.26吨吨自产的蒸汽基本满足循环氢透平用自产的蒸汽基本满足循环氢透平用65第65页，共107页，编辑于2022年，星期五提高加热炉热效率提高加热炉热效率新型高效炉型新型高效炉型-四合一炉四合一炉采用高效火

31、嘴采用高效火嘴多流路并联炉管多流路并联炉管-降低压降降低压降加热炉总热效率加热炉总热效率90%90%，目前设计的最高热效率可达，目前设计的最高热效率可达93%93%，可使全装可使全装置能耗降低置能耗降低3 3个点以上个点以上66第66页，共107页，编辑于2022年，星期五强化重整反应进料换热器的换热量强化重整反应进料换热器的换热量反应物出口温度500，而反应进料要通过加热炉加热到大于500。增加重整进料与反应产物换热器的换热量对降低能耗有重要影响。换热越多则进料加热炉的热负荷越小，同时产物空冷器的冷却负荷也越小，对节能是很有利的目前重整进料换热器都采用一台单管程纯逆流合金钢立式换热器或者焊板

32、式换热器，这两种换热器的传热系数高、压降小、占地面积小 一台单管程纯逆流合金钢立式换热器的压降仅为0.02MPa左右，而传热系数是普通管壳式换热器的1.5倍67第67页，共107页，编辑于2022年，星期五 进料换热器面积变化对冷热流出口温度和反应进料加热炉影响进料换热器面积变化对冷热流出口温度和反应进料加热炉影响68第68页，共107页，编辑于2022年，星期五反应进料/产物换热器热负荷非常大（与四个反应炉的负荷相差不多）不同换热面积对反应进料加热炉的影响很大，操作费用变化很大尽管反应进料/产物换热器面积增大很多，但投资回收期增加幅度不大增大反应进料/产物换热器面积，节能效果非常好69第69

33、页，共107页，编辑于2022年，星期五 近年来板式换热器开始用于反应进料/产物换热器，回收更多的反应产物的热量，大幅度地降低进料加热炉的热负荷，减少燃料消耗 板式换热器与单管程纯逆流合金钢立式换热器相比，传热系数增加1倍。能够进一步减少换热器的热端温差，增加换热量，对回收热量有利70第70页，共107页，编辑于2022年，星期五71第71页，共107页，编辑于2022年，星期五焊板式换热器的结构焊板式换热器的结构72第72页，共107页，编辑于2022年，星期五典型的立换与板换的比较典型的立换与板换的比较73第73页，共107页，编辑于2022年，星期五 60万吨/年连续重整采用立式与焊板式

34、换热器的比较 74第74页，共107页，编辑于2022年，星期五 与立式换热器相比，板式换热器多回收的1MW的热量，约占第一重整加热炉和重整产物空冷器负荷的20%和15%。这两部分的设备投资和空冷器的操作费用也会因热负荷的减少而有所下降。表中没有考虑75第75页，共107页，编辑于2022年，星期五适当选定循环气量降低循环压缩机功率适当选定循环气量降低循环压缩机功率 循环气量是决定循环压缩机功率的重要因素，循环气量是决定循环压缩机功率的重要因素，它是由反应的氢烃比决定的。氢烃比的大小直接它是由反应的氢烃比决定的。氢烃比的大小直接影响催化剂上的积碳量，应当根据反应的苛刻度影响催化剂上的积碳量，应

35、当根据反应的苛刻度正确地加以选定正确地加以选定76第76页，共107页，编辑于2022年，星期五重整应选择合适的苛刻度和操作条件重整应选择合适的苛刻度和操作条件77第77页，共107页，编辑于2022年，星期五降低临氢系统压力降降低临氢系统压力降 临氢系统的压力降，决定循环氢压缩机的压缩比，循环氢压缩机的功率随压缩比的增加而增加，因此压缩比应当尽量减小。随着重整反应压力的降低，要求临氢系统的压力降进一步减小78第78页，共107页，编辑于2022年，星期五压缩机的功率与压缩比的关系这里：N-压缩机理论功率，kw P1-入口压力，kg/cm2 P2-出口压力，kg/cm2 V1-入口体积流量，m

36、3/分 m-多变指数 p-对于重整循环氢其多变指数m为1.4左右，则79第79页，共107页，编辑于2022年，星期五 当入口压力为0.25MPag时，循环系统压力降P变化对循环氢压缩机功率的影响：P=0.35 kg/cm2时，=1.027 ，N=0.70V1P=0.7 kg/cm2时，=1.054 ，N=1.4V1，为P=0.35 kg/cm2时的2倍P=1.5 kg/cm2时，=1.107 ，N=2.79V1，为P=0.35 kg/cm2时的4倍 由此可见，因连续重整循环氢压缩机入口压力较低，所以循环系统的压降对功率影响极其重大，应尽量减少系统的阻力降重整循环系统的压降变化对循环压缩机的功

37、率的影响重整循环系统的压降变化对循环压缩机的功率的影响80第80页，共107页，编辑于2022年，星期五典型的重整装置临氢系统压力降（典型的重整装置临氢系统压力降（KPaKPa）81第81页，共107页，编辑于2022年，星期五降低临氢系统的压力降所采取的措施降低临氢系统的压力降所采取的措施采用径向反应器代替轴向反应器采用大型单管程立式换热器或焊接板式换热器代替多个串联的U型管换热器加热炉增加并联流路空冷器改用单管程，水冷器增加并联流路布置紧凑，以尽量减少管线长度，同时适当增大管径改进流程，如采用两段混氢，取消后加氢等82第82页，共107页，编辑于2022年，星期五径向反应器是降低压力降的有

38、效措施径向反应器是降低压力降的有效措施 重整反应器有两种基本型式，一种是轴向反应器，物料自上而下轴向流动，反应器内部是一个空筒，结构比较简单；另一种是径向反应器，物料进反应器后分布到四周分气管内，然后径向流过催化剂层，从中心管流出，反应器内需要设置分气管、中心管、帽罩等内部构件，构造比较复杂83第83页，共107页，编辑于2022年，星期五84第84页，共107页，编辑于2022年，星期五典型径向反应器压降分配典型径向反应器压降分配85第85页，共107页，编辑于2022年，星期五 径向反应器设计中的一个重要问题就是如何使得流体在整个流通面积上均匀分布86第86页，共107页，编辑于2022年

39、，星期五对于径向反应器的扇形分气管，气体从顶部进来后，自上而下随着气量的减少速度不断减小，即W1W2，因而P2P1，静压力下大上小。对于中心集气管，由于气量自上而下不断增加，速度也不断增加，即 W1W2,因而P2P1-P1，即分气管与集气管的压力差下部大于上部87第87页，共107页，编辑于2022年，星期五克服不均匀流动现象可以考虑的措施扩大分气管和集气管的流动截面积，降低流速，使上下压差沿管长变化减小，从而使气流分布均匀些将分气管和集气管设计成变截面的锥形管，以维持管内流速变化不大，减小管内静压力的变化分气管和集气管上下采用不同的开孔率，用小孔阻力的变化补偿管内压力变化增加小孔阻力，使其大

40、大超过分气管和集气管内的压力变化88第88页，共107页，编辑于2022年，星期五改进的径向反应器设备结构改进的径向反应器设备结构 改进型径向反应器物料流动方向由上进下出改为上进上出改进型径向反应器物料流动方向由上进下出改为上进上出89第89页，共107页，编辑于2022年，星期五上进上下出和上进上出反应器的压降分配比较上进上下出和上进上出反应器的压降分配比较90第90页，共107页，编辑于2022年，星期五径向反应器轴向截面的压力等值线图与速度云图径向反应器轴向截面的压力等值线图与速度云图 等值线越密说明压力梯度越大。可以看出，压力梯度最大的位置在催化剂床层，而且在催化剂床层中压力等值线非常

41、规律，不存在局部低压区，因此，催化剂床层中，气体不会形成旋涡。而在中心管中、中心管开孔附近形成了多处局部低压区，由于局部低压的形成，在中心管中部及开孔附近将形成多处小旋涡。在约翰逊网与中心管之间的空隙区域中，颜色非常一致，说明压力分布很均匀。催化剂床层中的气体速度较小，大小分布均匀。出中心管过孔时，气体速度明显增大91第91页，共107页，编辑于2022年，星期五径向反应器轴向截面的速度等值线图与云图 速度梯度最大的位置在扇形筒、中心管过孔及中心管中。催化剂床层中等值线十分稀疏，说明在催化剂床层中速度比较均匀。气体过孔后形成明显的受制射流形状。而在孔的附近区域存在明显的低速区，也就说明气流在此

42、处已形成旋涡。气体进入催化剂床层中后，以近似径向的方向流动，到达约翰逊网壁时，改变方向，从开孔处进入中心管 92第92页，共107页，编辑于2022年，星期五反应器轴向截面的速度矢量图反应器轴向截面的速度矢量图气体经由扇形筒分配进入催化剂床层中，在催化剂床层中速度大小基本一致，然后经由中心管开孔进入中心管中。气体在中心管及管的开孔附近的多个局部低压区形成旋涡。仍有部分气体通过催化剂顶部床层串入反应器上部无催化剂的空腔内，但是速度极小、量也极少。从速度流线图可以清晰地看出气体在催化剂床层中以平推流的形式流动93第93页，共107页，编辑于2022年，星期五径向反应器速度流线图径向反应器速度流线图

43、 94第94页，共107页，编辑于2022年，星期五径向反应器横截面的流线视图径向反应器横截面的流线视图 图中浅灰色部分为扇形筒，黑色为工艺物流流动的迹线。迹线的疏密表示流动的趋势。从图中可以看出，扇形筒间不存在在大的周向流动。由于反应器结构的对称性，气体从扇形筒侧面出来后，经过碰撞后，流动方向转为沿反应器径向流动。周向流动几乎不存在95第95页，共107页，编辑于2022年，星期五加热炉增加并联流路降低压降加热炉增加并联流路降低压降 大型重整反应加热炉管的排列方式有两种：正U型管式和倒U型管式正U型管式的进出两个集合管在炉顶部，多根炉管呈正U形与两个集合管相连接倒U型管式的进出两个集合管在炉

44、底部部，多根炉管呈倒U形与两个集合管相连接这两种形式的炉型炉管排列的数目都很多，主要目的是降低流速，减少压降96第96页，共107页，编辑于2022年，星期五97第97页，共107页，编辑于2022年，星期五多流路炉管配置多流路炉管配置U型（集合管在上）形（集合管在下）98第98页，共107页，编辑于2022年，星期五U U型四合一重整反应加热炉型四合一重整反应加热炉 99第99页，共107页，编辑于2022年，星期五型四合一重整反应加热炉型四合一重整反应加热炉 100第100页，共107页，编辑于2022年，星期五多流路加热炉物流计算多流路加热炉物流计算101第101页，共107页，编辑于2

45、022年，星期五低温热的利用低温热的利用重整有很多低温热，如：与进料换热后的反应产物，温度大于100，直接通过空冷冷却到40 左右进高分与进料换热后的稳定汽油，温度大于100 ，直接通过空冷和水冷冷却到40 左右后出装置冷却这些物料所需的冷却热负荷很大，因此这些低温热量应该回收可用这些低温热加热重整余热锅炉所用脱盐水等102第102页，共107页，编辑于2022年，星期五 采用新型塔板，提高分离效率，优化操作条件采用新型塔板，提高分离效率，优化操作条件 结合工艺要求，采用高效塔板，或适当增加塔板数，同时优化回流比，减小塔底加热炉和塔顶空冷器及水冷器的负荷，降低装置的能耗103第103页，共107页，编辑于2022年，星期五 104第104页，共107页，编辑于2022年，星期五 3.结束语结束语105第105页，共107页，编辑于2022年，星期五重整工艺为高温催化反应工艺，能耗较高反应苛刻度大其能耗高，连续重整的能耗高于半再生重整能耗的高低除与反应苛刻度有关外，还与原料种类、产品的分离要求以及外送氢的最终压力有关，装置的能耗不能一概而论重整装置的两个能耗大户是加热炉和循环氢压缩机，节能重点应在这两部分应采用一些高效节能的新型设备，如焊板式进料/反应产物换热器等106第106页，共107页，编辑于2022年，星期五谢谢！107第107页，共107页，编辑于2022年，星期五