柴油加氢装置能量平衡及能耗分析

龙銮琼

(广东众和工程设计有限公司，广东 广州 511430)

随着市场竞争的日趋激烈，节能减排、降本增效已经成为企业、装置谋求发展的重要举措。有关数据显示，能耗费用已经成为石油化工企业生产成本中仅次于原料成本的第二大组成部分。节能降耗成为企业降低成本和提高竞争力的重要手段。柴油加氢装置主要供入能有加热炉的燃料气、循环氢压缩机蒸汽、机泵的电耗等。加热炉的热效率、机泵机械效率和装置能量回收效率影响装置能耗。

1 装置概括

1.1 工艺技术及流程特点

柴油加氢装置采用中压加氢技术，应部分采用炉前混氢、热高分流程。采用炉前混氢流程可提高换热器换热效率，减缓结焦程度；采用热高分流程可更好利用能量，降低装置能耗。分馏部分采用双塔汽提分馏流程，脱硫化氢汽提塔采用水蒸汽汽提，产品分馏塔采用塔底重沸炉供热。装置工艺流程见图1。

图1 工艺流程图

1.2 原料和产品性质

柴油加氢装置原料为催化柴油、直馏柴油和焦化柴油，目的产品清洁柴油要求硫的质量含量小于10 ppm，氮的质量含量小于1 ppm，多环芳烃质量行量5%。

2 装置能量平衡分析

2.1 能量平衡

装置能量平衡如表1所示。

表1 装置能量平衡表

装置转换环节能量平衡如表2所示。

表2 装置转换环节能量平衡

装置回收利用环节能量平衡如表3所示。

表3 装置回收利用环节能量平衡表

通过能量平衡分析得知，装置工艺总用能为1943.1 MJ/t，装置净能耗为694.5 MJ/t。装置能量转换效率96.62%，能量回收率为55.63%。

2.2 用能分析

2.2.1 装置能量利用环节分析

柴油加氢装置的能量利用环节主要有反应器加热用能和汽提塔及分馏塔的分馏加热用能，物流输送机泵用能，新氢和循环氢气增压用能。

工艺总用能为1943.1 MJ/t，外输入有效能302.1 MJ/t，原料带人210 MJ/t，反应放热442.3 MJ/t，循环回收能988.8 MJ/t。

要降低装置的工艺用能，需要从优化装置的工艺方案和工艺操作参数做起。本装置工艺方案采用中压加氢改质催化剂和成熟的柴油加氢工程技术，反应部分采用炉前混氢、热高分流程，在热高压分离器和热低压分离器之间设液力透平，用于驱动加氢进料泵。采用炉前混氢流程可提高换热器换热效率，减缓结焦程度；采用热高分流程可更好利用能量，在热高压分离器和热低压分离器之间设液力透平，用于驱动加氢进料泵，充分回收能量，降低装置能耗。分馏部分采用双塔汽提分馏流程，脱硫化氢汽提塔采用水蒸汽汽提，产品分馏塔采用塔底重沸炉供热。温度相对较低的汽提塔采用水蒸汽汽提，温度较高的产品分馏塔采用塔底重沸炉供热，充分考虑了不同温位的热阱与热源的匹配，有利于能量品质的利用。

对脱硫化氢汽提塔的操作温度、压力的分析，脱硫化氢汽提塔操作参数在合适范围内。对产品分馏塔的操作温度、压力的分析，产品分馏塔进料温度较高，是过热状态进料。过热状态下进料，产品分馏进料预热带入的热量不能完全转移至塔釜，以降低塔底重沸炉负荷。可考虑适当降低分馏塔进料温度，使精制柴油多产1.0 MPa蒸汽，增加装置蒸汽输出量，降低装置能耗。

循环氢压缩机返回量21000 Nm3/h，返回量较大，不利于装置节能。

新氢压缩机没有无极调量系统，新氢压缩机有约10%的返回量，造成装置电耗增加。

2.2.2 能量转换环节分析

柴油加氢装置能量转换环节主要有加热炉、新氢压缩机、循环氢压缩机、泵等。

装置能量转化环节总供入能735.5 MJ/t，输出有效利用能302.1 MJ/t，转换输出能408.6 MJ/t，直接损失能24.9 MJ/t，能量转换效率为96.62%。

加热炉热效率，电机效率决定能量转换效率。设计高效的加热炉和选用高效电机是提高装置转换效率的有效途径。

对加热炉操作参数进行分析，反应进料加热炉烟气氧含量5.2%，产品分馏塔底重沸炉烟气氧含量5.4%，对于燃料气加热炉，烟气氧含量一般可控制至2%左右，反应进料加热炉和产品分馏塔底重沸炉烟气氧含量偏高，有优化的潜力；加热炉排烟温度124 ℃，根据燃料分析数据，燃料中硫含量在20～30 ppm，计算出装置安全排烟温度在123 ℃左右，装置排烟温度合理。

2.2.3 能量回收环节分析

能量回收环节包括物流热量回收、产品输出、乏汽回收等。装置待回收能1940.6 MJ/t，回收循环能988.8 MJ/t，回收输出能90.8 MJ/t，产品带出192.7 MJ/t，排弃能668.4 MJ/t，能量回收率为55.63%。

提高能量回收率的主要途径是优化装置换热网络，提高热量回收，减少冷却和排弃。

装置能量回收情况如下：

(1)反应产物依次经原料、分馏塔进料、原料换热至197 ℃，然后进入热高分罐进行气液分离，反应产物热量回收较为充分；

(2)热高分气与混合氢气换热至145 ℃后进空冷器冷却，热高分气换热后温度较高，热量回收不充分；

(3)汽提塔顶气温度188 ℃，经空冷器冷却至40 ℃，冷却负荷约2900 kW。该塔顶气温度高，热量较大，没有得到回收利用，存在能量浪费；

(4)分馏塔塔顶温度138 ℃，直接经过空冷冷却至40 ℃，热量未回收，存在能量浪费；

(5)精制柴油从产品分馏塔抽出，依次经精制柴油/产品分馏塔进料换热器、精制柴油蒸汽发生器、精制柴油/冷低分油换热器、精制柴油/原料油换热器换热到166 ℃，再由空冷器冷却后出装置。精制柴油进空冷器温度较高，热量没有得到充分回收利用，存在能量浪费。

综上，装置工艺物流余热回收利用不充分，有经一步优化的潜力。

3 能耗分析

3.1 设计能耗与实际能耗对比

装置实际能耗与设计能耗对比如表4所示。

表4 装置设计能耗与实际能耗对比

通过对比，装置实际能耗稍低于设计能耗。在个单项能耗对比中，电耗比设计值低82.9 MJ/t，蒸汽消耗比设计值低18 MJ/t，燃料气消耗比设计值低54 MJ/t。热输入较设计值减少30.6 MJ/t。

3.2 装置设计能耗和实际能耗对比分析

3.2.1 蒸汽消耗对比分析

蒸汽的主要用户循环氢压缩机的驱动汽轮机，与设计相对比，由于实际生产循环氢的量比设计值底，故3.5 MPa蒸汽用量比设计值小，故3.5 MPa蒸汽消耗比设计值小。

3.2.2 燃料消耗对比分析

燃料消耗主要是反应加热炉和分馏塔重沸炉。反应炉的负荷与反应温度和反应温升有关，反应温度越高，加热炉负荷越大，反应温升越大，反应加热炉负荷越低。由于实际生产反应温升和设计值差不多，反应温度比设计值低，使得反应加热炉热负荷也比设计值低，燃料能耗比设计值小。

产品分馏塔操作压力比设计值低，有利于降低分馏塔重沸炉的负荷，从而降低燃料消耗。

3.2.3 电耗对比分析

装置耗电设备主要由新氢压缩机、泵电机和空冷风机。由于装置部分机泵采用了变频调节，使得装置电耗比设计值明显降低。

4 装置节能潜力分析

装置主要能耗为燃料、电和蒸汽消耗。要较低装置能耗，重点考虑降低装置燃料、电和蒸汽的消耗。

4.1 燃料消耗节能潜力

(1)通过提高加热炉效率，降低燃料用量。

经过核算，反应炉的热效率为88%，重沸炉的热效率为92%，反应炉的热效率偏低。主要原因是反应炉空气过剩系数偏高。反应进料加热炉烟气氧含量5.2%，产品分馏塔底重沸炉烟气氧含量5.4%，对于燃料气加热炉，烟气氧含量一般可控制至2%左右。可通过调节炉子的通风量，优化空气过剩系数，提高加热炉效率，减少燃料用量。

(2)通过优化换热网络，提高能量回收率，降低加热炉负荷，减少燃料用量。

根据能量平衡分析可知，装置能量回收率为55.63%，其中回收循环能为50.95%，回收输出能为4.68%。回收循环能比率与燃料消耗息息相关，回收循环能比率越高，则燃料消耗越低，反之越高。装置回收循环能占比50.95%，还有提高的潜力。

装置具有热量回收的物流有反应产物、热高分气、精制柴油、汽提塔顶油气、分馏塔顶油气。目前热高分气进空冷器温度为145 ℃左右，精制柴油进空冷气的温度为166 ℃左右、汽提塔顶油气进空冷器温度188 ℃左右，分馏塔顶油气进空冷温度138 ℃左右。热高分气、精制柴油和汽提塔顶油气和分馏塔顶油气的热量还能进一步回收。

4.2 电耗节能潜力

新氢压缩机节电。

新氢压缩机额定负荷55000 Nm3/h，额定功率为4.1 MW。实际新氢耗量为36000～40000 Nm3/h，新氢压缩机存在较大的负荷余量。

余隙自动无极量调节装置是在固定余隙调节的基础上，将固定余隙改变成余隙容积连续可调的调节方法，取消控制辅助余隙缸与气缸之间连接的余隙阀，可调余隙缸与外侧气缸直接连通，进出余隙缸的气体几乎没有阻力损失。对于双作用气缸来说，理论上采用比较普通的电液控制措施就可实现压缩机排气量50%～100%范围无极量调节。新氢压缩其考虑设置余隙自动无极量调节装置，可有效降低装置电耗。

4.3 蒸汽消耗节能潜力

装置主要的蒸汽用户是循环氢压缩机驱动用中压蒸汽，装置循环氢压缩机有10%左右的返回量，可以通过操作调整，降低甚至关停循环氢压缩机的返回量，从而降低中压蒸汽的消耗量。

5 结 论

柴油加氢装置能量输入中主要是蒸汽(51.34%)、燃料气(15.87%)、电(10.59%)。要降低装置能耗，主要从降低装置的蒸汽消耗、燃料气消耗和电耗方面考虑。提高装置热量回收率，可有效降低装置的燃料消耗。新氢压缩机作为装置电耗大户，选用设置余隙自动无极量调节装置的新氢压缩机，能有效降低装置电耗。循环氢压缩机驱动是蒸汽消耗大户，生产过程中对循环氢压缩机精心操作，可有效降低装置蒸汽消耗。