柴油液相加氢反应器液位测量误差分析与改进

魏磊 ，林东

(1. 中海油惠州石化有限公司，广东 惠州 516086； 2. 广东茂化建集团有限公司 惠州分公司，广东 惠州 516086)

某石化公司3.6 Mt/a柴油加氢装置采用美国杜邦的IsoTherming液相加氢处理工艺技术，其核心技术通过为饱和液体循环油提供反应所需要的氢气，不再需要循环氢压缩机。与传统滴流床工艺相比，该工艺技术投资少、能耗低、催化剂利用效率高，可产出极低含硫的柴油，且具有低氢油比，加氢选择性高的特点[1]。该工艺的关键操作是控制好柴油液相加氢反应器床层液位，使柴油与催化剂充分接触以保证加氢精制的效果。

该反应器采用床层液位与补充氢流量的串级控制，实现液位的稳定控制。自2017年10月开工以来，该反应器液位从未投过自动控制，且测量结果偏差大，波动频繁，无法准确反映真实液位，给内操带来很大的困扰，而且频繁地做在线隔离校表，给维保人员也带来较大的安全风险。本文通过对反应器液位测量误差原因的分析，研究并解决上述问题，实现装置的长周期稳定生产。

1 反应器液位测量误差分析

反应器液位能有效控制的先决条件是液位的准确测量，该反应器内部结构复杂，气相空间较小，没有设置高压就地直读仪表，无法准确地观测到反应器液位。若液位偏低，柴油在催化剂上停留时间变长，催化剂床层易超温，导致产品不合格；若液位偏高，则床层释放气带液严重，进入下游低压分离系统，导致产品不合格。目前，反应器液位测量的数据不能准确表明液位的真实情况，特别是在系统压力和温度波动或生产调整时波动较大，无法投用自动控制，操作员完全是凭经验参考补充氢流量来控制反应器液位。

柴油液相加氢装置有2台反应器，共5个床层，每层设计有1台高静差压式液位计和1台高压双法兰式液位计。为减少反应器开孔数量，2台液位计共用1个取压点，误差产生原因主要有以下两点。

1.1 迁移的零点发生漂移

柴油液相加氢反应器设计工况是8.9～9.4 MPa，温度为394～400 ℃，采用静差压式液位计测量液位，工作原理如图1所示。根据现场变送器安装的位置，正、负压侧至变送器相同高度所产生的压力已相互抵消，无需重复计算，仅计算满量程零点负迁移即可，如式(1)所示：

图1 反应器差压式液位计工作原理示意

Δp=ρgH-ρ0gh

(1)

式中： Δp——差压，MPa；ρ——反应器内柴油密度，kg/m3；H——液位高度，m；g——重力加速度，m/s2；ρ0——隔离液密度，kg/m3；h——正、负间取压点的高度，m。

式(1)中h是定值，则通过对Δp的测量，可得到相应的液位高度。正常生产时5个床层的操作温度不一样，但基本上控制在345～370 ℃。正常工况下柴油密度为420～510 kg/m3。考虑到生产稳定后，床层温度变化不大，校验变送器时不再修正柴油密度。

由于反应器操作工况为高温、高压、高硫化氢，设计时将变送器引压管设计为密闭排污，因此隔离液只能使用反应器内的高温柴油。当引压管中引入高温柴油后，因为末端不流动，隔离液密度完全受反应器温度和环境温度影响，无法知道准确的密度值，所以迁移量(ρ0gh)不是一个稳定值。其次，负压侧气相空间小，实际工艺介质是气液混合相，不完全是气相。仪表量程较小，只有6.25 kPa，当压力波动1 kPa，液位就波动16%，在实际生产中，DCS示值经常超过100% 或显示负值，给操作员带来很大的困忧。

1.2 设计引压结构不合理

以现场该反应器液位计引压管配置为例，如图2所示，分析测量误差原因。

图2 反应器液位计引压管配置示意

变送器1为高静差压式液位变送器，使用负迁移法测量，一般从变送器下部引压管处注入隔离液，但密闭排污方案使得隔离液只能从变送器的排污口处注入。主要问题是正负压侧引压管没有设置放空阀，无法确认垂直段引压管是否存在气体或充满液体。因为反应器不能进水，现场尝试用常温柴油作为隔离液从变送器排污口处注入，通过引压管的高度和长度计算满管所需要注入柴油的量，实际投用后误差依然很大，主要原因是高温柴油与常温柴油互溶，隔离液密度发生了较大的变化。

反应器从冷态升至操作温度会膨胀升高约12 cm，原设计对引压管水平段增加了约3 m的π型弯管，防止开工升温时引压管被拉断。若使用正迁移测量法，要保证负压侧引压管内气相必须稳定，但气态轻烃会在3 m的π型弯管处冷凝成液态；其次，反应器的气相空间属于气液混合相，无法满足正迁移测量的条件。现场曾用正迁移法校表，在仪表投用48 h后误差逐步扩大。

变送器2是高压双法兰液位变送器，因毛细管内是密度不受温度影响的硅油，可以有稳定的迁移量。主要问题是负压侧引压管为DN50，3个高压截止阀尺寸较大，从反应器根部至取压法兰处长度超过2 m，气相轻烃会冷凝成液态形成气液混合态。在校验双法兰液位计时，发现负压侧放空处有大量的液体喷出；其次，原设计引压结构无法满足正常生产时在线校表，通过正负取压法兰同时对大气来校验零点。因为反应器的工况是高压、高温、高硫化氢，安全专业不允许在没有盲板隔离的环境下，拆卸正负取压法兰，同时对大气来校验零点。利用检修契机拆下法兰，单校变送器时发现，负压侧法兰膜片上有大量结焦且很难脱落，膜片弹性变差，变送器输出线性不好，零点漂移明显。

2 反应器液位测量的改进

液位测量利用连通器原理是最直接、最准确和最有效的方法，但该装置柴油加氢液相反应器初始设计并没有设置直读表。由于没有参考基准，高静差压式液位计和高压双法兰液位计又有诸多不利的客观因素，给校表带来很大的困扰。因此，需要改进该液位测量的方式。

通过与高压磁浮子液位计供应商技术人员交流，讨论高压磁浮子液位计在该反应器工况： 压力为8.9～9.4 MPa，温度为394～400 ℃，密度为0.42～0.51 kg/m3的条件下使用的可行性，得出结论必须要降低仪表使用的温度，否则浮子无法满足该高温高压工况，这也是该装置建设初期没有设计磁浮子液位计的原因。由于高压双法兰液位计为测量终端，工艺介质不流动，经过2 a的观察发现，该液位计取压法兰的温度未超过100 ℃。因此，高压磁浮子液位计完全能适用于柴油液相加氢反应器的工况。同时，增加外捆绑式磁致伸缩液位计，不与工艺介质接触，实现DCS数据远传功能。

2.1 磁浮子液位计

磁浮子液位计是根据磁耦合原理、连通器原理和浮力原理来实现液位的检测。在非磁性测量腔体内，装有—个内置360°环磁的浮子，该浮子随液面的上下变化而同步改变。同时，通过其内部磁钢的磁场与外部指示器、变送器发生磁耦合作用，反映出液面的真实高度。该类液位计被广泛应用于易燃、有毒、高温高压和腐蚀工况。

浮子是整台仪表的核心部件，决定了仪表的性能，主要由薄壁圆筒、半球封头、支撑环和磁钢组件组成，浮子工作原理如图3所示。选型时需考虑工艺压力、密度、温度以及介质腐蚀性等因素。

图3 浮子工作原理示意

磁浮子液位计指示器是外操巡检检查液位的有效工具，也是仪表校验差压式液位变送器的参考标准。该指示器为真空玻璃管，玻璃管内封装有双色磁性翻片，防水防尘，同时避免水汽进入，导致磁性翻板被氧化；磁性翻板为耐高温磁粉铸制，磁性持久稳定，180°限位，机械互锁，避免乱翻。

磁浮子液位计根据压力为10 MPa，温度为280 ℃，密度为0.55 kg/m3的工艺条件选型，整个磁浮子质量约为80 g，因此，为防止反应器压力波动对磁浮子造成冲击，在磁翻板腔体顶端盖和底部法兰处设计有缓冲弹簧，磁翻板腔体结构如图4所示。测量范围控制在过程连接中心线之间，以保证磁浮子的安全稳定运行。

图4 磁翻板腔体结构示意

2.2 磁致伸缩液位计

磁致伸缩液位计是一种可以连续测量液位、界位，并能够提供高精度信号用于监测和控制的仪表[2]。主要由传感器探杆、浮子、信号处理器组成。其工作原理是脉冲电流沿非磁性探杆形成旋转磁场，当外部磁场与该磁场叠加会产生一个新的电流脉冲，信号处理器记录并计算2个脉冲电流之间的时间差即可知道浮子所在的位置。由于磁浮子液位计已有浮子，磁致伸缩液位计就选择外捆绑不接液式。需要注意的是磁致伸缩液位计属于精密仪表，而高压磁浮子液位计腔体厚度约11 mm，这对浮子内部的磁钢磁性提出较高的要求。

外捆绑式磁致伸缩液位计依托磁浮子液位计使用，在测量过程中不仅不受温度、压力、介电常数等因素的影响，解决了该工况下的液位需要精确测量的问题，而且精度高、易安装，稳定性好，核心元器件不与工艺介质接触，基本上无需维护。利用现场基金会总线(FF)结构，选择总线型磁致伸缩液位计，信号传输不仅数字化、智能化，且调试方便，大幅减少了电缆敷设量，降低施工成本。

3 安装注意事项

由于该反应器材料为 Cr-Mo 钢，重新开凿液位计引压孔技术难度较大，施工也很困难，因此经与工艺专业、设备专业和设计人员讨论，确定了在高压双法兰液位计引压法兰的短管处增加1个三通接头，使磁浮子液位计与高压双法兰液位计共用一个取压点的方案。该方案可把磁浮子液位计当做一个大连通器，减少负压侧积液对高压双法兰液位计测量的影响。安装时特别需要注意： 磁浮子与腔体内壁只隔3 mm，技术人员在配管施工时，务应保证磁浮子液位计垂直安装，避免磁浮子在腔体内倾斜，影响液位测量。

4 结束语

柴油液相加氢反应器液位测量因高温引起的柴油密度变化导致仪表测量误差大，而高压和高硫化氢又给频繁校表带来较大的安全风险。高压磁浮子液位计搭配磁致伸缩液位计既可以就地显示液位，又解决了液位测量的远传数据完全不受温度变化的影响，稳定性好，维护频率低。同时，更好地解决了在开、停工过程中温度大幅度变化导致的内操“盲眼”问题，也大幅降低了现场校表的安全风险。该测量方案对同类加氢反应器液位仪表改造或选型具有参考意义。