焦化分馏塔模拟分析及改进

张龙，赵亚新，方向晨，杜维谦，高景山，薄德臣

（1中国石化抚顺石油化工研究院，辽宁 抚顺 113001；2中国石化塔河分公司，新疆 库车 842000；3中国石油抚顺石化分公司石油二厂，辽宁 抚顺 113003）

焦化分馏塔模拟分析及改进

张龙1，赵亚新2，方向晨1，杜维谦3，高景山1，薄德臣1

（1中国石化抚顺石油化工研究院，辽宁 抚顺 113001；2中国石化塔河分公司，新疆 库车 842000；3中国石油抚顺石化分公司石油二厂，辽宁 抚顺 113003）

某石化公司计划将2#延迟焦化装置处理量由140万吨/年提高到原设计规模220万吨/年，将焦化分馏塔由原来的塔盘堵孔操作恢复到设计负荷。但近年来塔河原油性质已发生较大变化，沥青质含量上升较大。为了对焦化分馏塔恢复产能后操作性能进行预估，调研收集塔河石化2#延迟焦化装置生产数据。通过建立其工艺计算模型，分析焦化分馏塔操作中的存在的问题；分析影响其分离精度的塔结构问题。针对焦化分馏塔恢复产能提出了相应的改造建议，并进行了模拟计算和水力学计算验证。为分馏塔的优化操作和改造提供依据，同时为恢复产能后的分馏塔稳定生产提供理论指导。

焦化装置；分馏塔；模拟；水力学核算

塔河原油密度大，硫、沥青质、重金属含量高[1]。常规延迟焦化[2-4]装置加工塔河原油减压渣油会造成加热炉炉管结焦，无法实现正常的生产周期。因此某石化公司2#延迟焦化装置设计采用大循环比方案加工塔河原油常压渣油[5]。设计规模220万吨/年，按“三炉六塔”焦化工艺流程、24h生焦周期设计。开工初期，由于焦炭塔的实际加工量只有约140万吨/年，装置按“两炉四塔”生产。分馏、吸收稳定单元仍按220万吨/年配套，对分馏塔浮阀塔盘进行部分堵孔处理，但在生产中出现焦化蜡油中含有大量的柴油、柴油与蜡油重叠度较大的现象。近来，某石化公司计划将2#延迟焦化装置处理量提高到原设计规模，恢复焦化分馏塔设计负荷。但塔河原油沥青质含量上升较大，原油性质与原设计时发生较大变化。为了对分馏塔恢复产能后稳定生产提供理论指导，本文对塔河石化2#延迟焦化装置分馏塔进行模拟分析，为恢复产能后分馏塔优质生产提出改进方案。

1 操作状况

某石化公司2#常减压-延迟焦化装置的常压渣油分两路进入延迟焦化单元。一路进入焦化分馏塔塔底，另一路从分馏塔闪蒸段上部进入分馏塔。来自焦炭塔的反应油气从分馏塔闪蒸段下部进入焦化分馏塔，中间设置脱过热人字形洗涤挡板。反应油气经过分馏塔洗涤板从蒸发段上升，与常压渣油换热后，进入蜡油集油箱以上的分馏段，分馏出富气、汽油、柴油和蜡油馏分。常压渣油升温后和循环油在塔底混合由泵送往焦化加热炉。该分馏塔设置4个中段回流，依次为塔顶循环回流、柴油分馏段回流、中部取热回流段、蜡油回流段。焦化汽柴油混合进入加氢精制装置，不设柴油汽提塔。设计按循环比0.8操作，出装置蜡油产量很小，不设蜡油汽提塔。分馏塔操作条件及设计条件见表1，装置产品收率及设计收率见表2，分馏塔原产品性质见表3。

表1 分馏塔操作参数及设计参数

表2 焦化装置产品收率及设计收率

表3 分馏塔原产品性质对比

从焦化分馏塔的操作来看，柴油和蜡油馏分间的重叠度较大，焦化蜡油中含有约15%～20%的高附加值柴油。蜡油的侧线抽出量偏大，蜡油收率远高于设计收率。而汽柴油的收率偏低，小于设计收率，装置整体液收较低。

2 模拟计算

为了分析分馏塔的操作状况，本研究借助SimSci/ProⅡ流程模拟软件对分馏塔进行了模拟计算。模拟以常压渣油设计数据为基础数据，常压渣油性质设计数据见表4。针对分馏塔油气进料组成无法确定的问题，模拟以分馏塔产品分布和产品性质反推分馏塔进料组成。在模拟中将分馏塔脱过热段与分馏段分开处理，非平衡级的塔底脱过热段采用闪蒸设置。该焦化分馏塔分馏段设有35层塔盘，底部蒸发段设有6层脱过热人字形洗涤板。根据该分馏塔设计数据和经验，模拟设置时分馏塔精馏段取23个平衡级来计算，脱过热段按平衡闪蒸来计算[6]。按分馏塔生产工艺搭建模拟流程进行模拟计算，模拟流程如图1所示。模型由分馏塔、闪蒸罐、换热器、混合器、常压渣油分流器和蜡油分流器组成；并按照该分馏塔实际生产状况设塔顶循环回流、柴油回流、中段取热循环回流、蜡油回流；回流取热温差按生产现状分别设为39℃、60℃、60℃、80℃。

表4 塔河原油常压渣油性质

图1 2#焦化装置模拟流程

表5 分馏塔模拟计算后产品性质对比

在模型计算中，基于焦化分馏塔系统为非极性物系，模型热力学方法采用BK-10物性选择集。汽、液相的焓值计算采用Johnson-Grayson，液相密度采用API法计算[7]。模拟计算采用Refinery估算方法[8]。模拟所得的分馏塔侧线产品性质和实际生产数据对比见表5所示。

从对比结果可以看出：分馏塔模拟结果与实际生产数据基本一致，表明模型计算和物性方法的选择能较为准确地反映分馏塔实际操作情况，模拟计算模型可用于对分馏塔操作现状进行分析；同时，从模拟计算分析来看，焦化分馏塔分离精度较差，产品清晰度不够。柴油与汽油的产品重叠度较大，蜡油与柴油恩氏蒸馏重叠度接近80℃。蜡油初馏点及10%点温度较低，蜡油中含有大量的柴油馏分。根据模拟计算结果作出分馏塔气液相负荷分布图，见图2所示。

图2 焦化分馏塔气、液相负荷分布图

从图2可以看出，塔内气相流量相对平稳，液相流量在各中段返回板出现峰值，在各分馏段液相流量都比较低，表明全塔塔内回流量偏低。

3 原因分析

根据现场操作数据及模拟计算来看，目前分馏塔的操作存在以下问题。

（1）柴油收率偏低，蜡油收率偏高。柴油实际收率33.2%，设计值为35.60%；蜡油实际收率6.3%，设计值为1.8%，实际生产和设计值差距较大。

（2）柴油与蜡油分离精度较差，蜡油10%点只有341℃，蜡油中夹带大量柴油。

结合装置实际操作状况，分析目前生产中存在问题。导致柴油和蜡油收率与设计值相差较大的原因，主要是装置实际循环比（0.72）与设计值（0.8）有所差异相关，与柴油与蜡油之间的分离效果差也有较大关系，分析原因如下。

（1）分馏段理论板数少，塔盘效率低。目前柴油与蜡油分馏段的有效分离塔盘数为6块实际塔盘，板数有所不足。同时由于分馏塔下部气速高，液相流量低，浮阀塔盘传质状态处于喷射态，而不是浮阀塔盘处于高效区的乳化状态[9]，所以通常会有较大的雾沫夹带从而造成板效率偏低[10-12]；同时由于进料油气中夹带大量焦炭粉尘，粉尘沉积在塔板上，一方面会造成塔板的堵塞，压降升高，同时使得塔盘分离效率下降；另一方面粉尘随板上液相流入受液盘，会造成降液管底隙堵塞夹带固体颗粒等特点，造成塔盘效率低。这些都是目前柴油收率偏低、蜡油夹带大量柴油的重要原因。

（2）柴油、蜡油分馏段气化量不足，导致内回流量偏低。生产数据表明，目前新鲜原料入分馏塔上进料与总进料之比为0.726，这一比值偏大，尤其在加工量偏低的时候影响很大，由此造成入塔油气的大量热量还未进入分馏塔的分馏段就直接被新鲜原料带走。这虽然提高了原料的进料温度，降低了装置的能耗，但由此也造成进入分馏塔分馏段的油气热量不足，内回流偏低，这也是导致分馏效果差的重要因素。

4 改造方案

针对上述原因分析及工艺模拟计算结果，提出如下优化改造方案。

（1）维持原顶循到柴油抽出段（1～14层）塔盘不动，将原来压住的浮阀全部打开。经分析，分馏塔汽、柴油混合进行后续处理，可以考虑维持原有塔盘不动。要恢复原设计产能，只需将现在压住的浮阀打开，即可满足要求。另外，鉴于塔河石化总流程中设置焦化汽、柴油混合加氢精制，可以考虑在焦化分馏塔中不严格要求汽柴油分离精度。一方面调整操作，实现分馏塔节能；另一方面可以考虑减少该部分塔盘数量。在塔体不动的情况下，腾出一定的空间增加柴油-蜡油段塔盘，提高柴油-蜡油的分离精度实现增收柴油的目的。

（2）更换柴油抽出以下所有浮阀塔盘（15～35层）为高效抗堵塞喷射型塔盘。降液管底隙由100mm降低至80mm，受液盘利旧，塔盘出口堰由50mm降低至30mm。实际生产和模拟分析都证明，分馏塔在柴油-蜡油分馏段分离精度差，根本原因在于该部分理论板不够，塔盘效率低下。为此在不增加塔盘数量的前提下采用高效塔盘以提高分离效率。喷射塔板是在垂直筛板[13-14]的基础上研究开发的一种新型高效喷射型塔板[15-18]。该塔板抗堵性能极强，无返混。液体被喷射形成大量液滴，分散程度高，比表面积大，传递速率高。气相湍动程度稍差，在大气液比的工况下板效率不受发泡物系影响。喷射态液相以液滴形式存在，基本无气泡的形成。阻力降低，抗堵性强，喷射态气速较高，自我冲刷能力强。

（3）在分馏塔35层塔盘设置重蜡油采出线。模拟分析表明，焦化蜡油馏程较轻、馏分较窄，且因为分离精度不够，携带了大量的柴油馏分。在高循环比的生产方案下，柴油馏分在焦炭塔进行二次热裂化，部分馏分转化为气体和焦炭，影响装置整体液收。建议在分馏塔蜡油采出下部增加重蜡油抽出，一方面提高塔分馏效果，改善蜡油馏分和柴油的分离精度；另一方面由于焦化热裂化反应特性，分馏塔下部抽出重蜡油为富芳烃馏分，是调节沥青产品针入度要求的好原料，可以作为基质沥青的调和原料，从而增加装置经济效益。

（4）设置轻蜡油汽提塔，减少循环蜡油中的柴油含量，提高装置的经济效益。经模拟计算表明，设置汽提塔回收焦化蜡油中的柴油馏分，耗费10kgf/cm2蒸汽1.38%（1kgf/cm2=98.0665kPa），焦化蜡油初馏点从240℃提高到311℃。塔顶气相返回焦化主分馏塔，柴油馏分从主分馏塔柴油侧线采出，采出量估算在15%～20%，推算回收柴油的蒸汽单耗为0.09t/t柴油，蒸汽价格以150元/吨计，回收费用约为13.5元/吨柴油。经济效益很显著。且经初步预算，投资不高。

5 改造结果及水力学核算

依照上述方案，对分馏塔进行了恢复产能后流程模拟分析，模拟流程见图3。并将恢复产能改造前后分馏塔产品收率对比列于表6，主要液体产品分离精度对比结果列于表7。

表6 分馏塔改造前后产品收率对比

图3 2#焦化装置改造模拟流程

从计算结果可以得出：恢复产能改造后分馏塔柴油收率较目前提高2%～3%，蜡油中柴油含量由15%降低至<5%。柴油与蜡油的产品重叠度得到有效改善，大大提高了分馏塔柴油与蜡油的分离精度。为了进一步分析改造后分馏塔操作状况，掌握分馏塔各段气液相传质情况以及塔内件的操作性能，在模拟计算的基础上进行分馏塔水力学核算。该分馏塔塔径为6400mm，板间距为600mm，采用双液流溢流形式。按照该分馏塔各段气液传质特点将分馏塔分为7段，逐段进行塔板水力学计算。计算结果见表8。

通过对分馏塔逐段水力学核算可以看出，分馏塔1～14层塔盘浮阀全打开后能够满足设计负荷及60%～120%的操作弹性要求；分馏塔15～35层塔盘采用立体喷射塔盘改造后，塔的流体力学处于良好状态，能够满足设计负荷及60%～120%的操作弹性要求。改造后加工负荷达到能够原设计负荷220万吨/年。为了考察在第35#板采出重蜡油后塔板的负荷性能，做出第35#板负荷性能图，见图4所示。

表7 分馏塔改造前后液体产品分离精度对比 单位：℃

表8 分馏塔水力学核算

由图4可以看出，第35#板的操作线在合适的区域内，下限点在漏液线之上，不存在漏液现象；上限点在雾沫夹带线和液泛线之下，不存在液泛，塔板操作性能良好。从而证实，增加重蜡油抽出侧线、更换高效塔盘的方案是切实可行的。

图4 第35#板负荷性能图

6 结 论

通过对某石化公司2#常减压-延迟焦化装置焦化分馏塔进行操作状况的模拟计算与分析，诊断出影响装置液收和产品性质的关键因素，同时提出相应的改造方案，并对改造方案进行效果验证，为该装置分馏塔恢复产能的改造提供依据，必将大大提高装置生产的经济效益。

[1] 中国石化石油化工科学研究院. 塔河2012-1重质原油评价报告[R]. 北京，2012.

[2] 林世雄. 石油炼制工程[M]. 第3版. 北京：石油工业出版社，2000.

[3] 瞿国华. 延迟焦化工艺与工程[M]. 北京：中国石化出版社，2008.

[4] 侯芙生. 中国炼油技术[M]. 北京：中国石化出版社，2011.

[5] 封子文. 塔河重质原油加工方案的优化研究[J]. 炼油技术与工程，2012，42（5）：29-33.

[6] 王春花，陈清林，华贲，等. 延迟焦化主分馏塔工艺模拟与扩能分析[J]. 华南理工大学学报，2006，12（34）：110-114.

[7] SIMSCI Company．Simulation Science Inc PR0/Ⅱ6.0[CP/CD]. Califonia：SIMSCI Company，2003.

[8] 王洪江. 流程模拟计算中关于塔板效率选择的技巧[J]. 石化技术，2003，10（1）：31-33.

[9] 李鑫钢. 现代蒸馏技术[M]. 北京：化学工业出版社，2009.

[10] 赵培，张艳梅，熊丹柳，等. 浅述流体力学因素对精馏塔塔板效率的影响[J]. 化肥设计，2010，48（1）：10-12.

[11] 孙兰义，李军. HEFV固阀塔板流体力学与传质性能研究[J]. 石油化工设备，2008，37（1）：8-11.

[12] 李群生，刘旺国，李钊，等. 新型导向复合塔板的性能研究[J]. 石油化工，2009，38（8）：870-874.

[13] 彭军，褚雅志，马晓迅，等. 泡罩垂直筛板性能研究[J]. 化学工程，2010，38（7）：5-8.

[14] 孙兰义，唐正强，李军. EJT喷射塔板实验研究[J]. 石油化工设备，2008，37（3）：5-8.

[15] 李春利，李柏春，吕建华，等. 复合喷射塔盘：中国，1597036A[P]. 2005.

[16] 李建新. 立体喷射塔盘：中国，202569623U[P]. 2012.

[17] 李林. 立体传质塔板在炼油装置上的应用[J]. 炼油设计，2001，31 （7）：40-42.

[18] 郑显伟，刘云秀. 立体传质塔盘新技术在齐鲁公司的首次应用[J].工业技术，2004，32（2）：96-99.

Simulation analysis and improvement on fractionation column in delayed coking unit

ZHANG Long1，ZHAO Yaxin2，FANG Xiangchen1，DU Weiqian3，GAO Jingshan1，BO Dechen1
（1Fushun Research Institute of Petroleum and Petrochemicals，SINOPEC，Fushun 113001，Liaoning，China；2SINOPEC Tahe Company，Kuche 842000，Xinjiang，China；3No. 2 Refinery of Fushun Petrochemical Company，PetroChina，Fushun 113003，Liaoning，China）

It was planned to increase the capacity of 2#DCU (delayed coking unit) in Sinopec a Petrochemical from 1.4Mt/a to originally designed 2.2Mt/a. The blocked holes on trays of fractionation column would be opened. Meanwhile，the properties of crude oil changed greatly in recent years，especially asphaltene content. For pre-estimating operating performance of fractionation column after capacity recovery，production data were collected. Its problems in operation were analyzed by building a process calculation model. Moreover，the influence of tower structure on separation accuracy was analyzed. Referring to capacity recovery of fractionation column，improvement suggestions were made and verified by simulation and hydraulic calculation to provide the basis for operation optimization and transformation of fractionation tower and the theoretical guidance for fractionation column stable production after capacity recovery.

delayed coking unit；frationation column；analysis；hydraulic calculation

TE 624.3+2

A

1000-6613（2014）11-3118-07

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.11.047

2014-02-18；修改稿日期：2014-05-19。

及联系人：张龙（1973—），男，硕士，高级工程师，从事石油化工工艺及节能技术研究。E-mail zhanglong.fshy@sinopec.com。