柴油加氢装置反应系统压力波动分析及消除

王 辉，马致远，闻明科，于爱军，王长吉

(中海石油中捷石化有限公司，河北 沧州 061101)

柴油加氢精制装置主要控制参数包括氢分压、反应温度、氢油比、空速等[1]。其中氢分压对产品质量、催化剂使用寿命均有重要影响,所以维持稳定的氢分压对加氢过程显得格外重要,当加氢装置的反应系统压力波动较大时,会导致氢分压波动,造成产品质量波动。此外,反应系统的压力频繁大幅波动,还可能导致催化剂破碎以及螺栓松弛、法兰面泄漏、高温油气泄漏等,导致闪爆、燃烧等事故。所以,为了保证装置的安全、平稳运行,维持稳定的系统压力显得格外重要。以下针对某加氢装置加热炉部分压力波动情况进行原因分析并提出解决方案,最后完成整改验证。

1 装置及压力波动情况简述

某公司0.80 Mt/a柴油加氢精制装置于2016年开工成功,设计原料为直馏柴油掺炼部分催化裂化柴油,装置开工后主要以直馏柴油为原料,生产国Ⅵ柴油,副产少量石脑油[2]。反应部分采用炉前混氢和冷高压分离器流程,反应进料加热炉为两段箱式炉,装置工艺流程如图1所示。

图1 装置工艺流程

装置原料性质实际值与设计值的对比见表1,操作参数实际值与设计值的对比见表2。

表1 原料性质设计值与实际值的对比

表2 操作参数实际值与设计值的对比

由于实际加工原料性质与设计原料性质存在差异,导致生产过程中实际反应放热量少,反应器出入口温升较设计值低。因此,反应加热炉需要一直高负荷运行,反应进料加热炉炉膛温度经常超过800 ℃的设计高限值。为此,2019年装置检修期间,对加热炉进行优化改造,在加热炉整体改动不大的情况下,每个辐射室上部增加两根炉管,两个辐射室共增加4根炉管,新增的炉管材质和规格与原炉管一致。加热炉改造后的炉管布置见图2。

图2 加热炉改造后的炉管布置1—新增加热炉炉管; 2—新增加热炉炉管回弯头; 3—新增加热炉直管接管

装置检修开工后,加热炉炉膛温度满足设计指标,但是当加工负荷提高至95 t/h时,反应器入口压力出现周期性波动,而且加热炉出口管线出现周期性振动,与压力波动周期相吻合。反应进料加热炉入、出口压力波动情况见图3。

图3 反应进料加热炉入口、出口压力波动情况●—加热炉出口; ▲—加热炉入口

由图3可以看出,加热炉入口压力波动最大可达0.369 MPa。加热炉入口压力波动大的同时,循环氢流量波动也较大,最大波动量约为5 000 m3/h,循环氢流量波动大会严重影响反应器内物料分布及停留时间,影响反应效能稳定发挥[3]。当处理量降至95 t/h以下时,反应系统压力及循环氢流量波动随即消除,同时加热炉出口的振动也随之消失。

2 反应系统压力波动原因分析

2.1 原料性质分析

如果原料中含有大量水,水汽化会引起装置压力变化,恶化各控制回路的运行。因此,一般加氢装置设计时,要求原料油中水质量分数不高于300 μg/g[1]。压力波动出现后,取样分析原料柴油性质,分析数据见表3。由表3可以看出,该原料油性质与设计值相近,水含量也满足设计要求。此外,操作人员在对原料油缓冲罐切水作业时,也未发现明水,因此可以排除原料油中含水造成反应系统压力波动。

表3 出现压力波动时所采原料油的性质

2.2 其他方面分析

可能引起系统压力出现波动的原因很多,如:气体或液体的大量补入或外排都会导致系统压力上升或降低;仪表、阀门等设备故障也会间接引起系统压力的变化;反应系统加热炉等部位加热出现波动,会导致反应物流汽化率变化,从而导致压力的变化等。以下对上述情况分别进行排查、讨论。

2.2.1 氢气系统

反应系统压力的控制,主要靠新氢的补充以及高压分离器气的外排[4]。由于本装置循环氢纯度一直可以满足生产需求,高压分离器外排气阀一直是关闭状态。因此,补充氢量的波动可能导致系统压力变化。在出现系统压力波动时,对新氢压缩机气阀及返回线调节阀进行了检查,结果是气阀无杂音、排气温度在正常范围内,因此基本可以排除新氢压缩机本体故障造成的系统压力波动。此后,将新氢压缩机返回线调节阀改为手动操作,调节阀与集散控制系统(DCS)调节开度显示一致,且现场调节阀开关正常。在调节过程中,反应系统压力波动现象没有缓解,所以排除压缩机返回线调节阀对系统压力的影响。

接下来,针对循环氢压缩机进行系统检查。装置的循环氢压缩机为背压式离心压缩机,以汽轮机驱动。通过现场及DCS排查,中压蒸汽压力及温度在正常范围之内,循环氢压缩机出口压力和流量与加热炉出口压力同步波动,分析主要因为加热炉系统出口压力波动引起加热炉入口压力波动,从而造成循环氢压缩机出口波动,最终造成循环氢流量的波动。提高氢油比能够提高原料油的雾化效果[5],随后将汽轮机转速由9 100 r/min提高至9 200 r/min,压力波动仍未消除,随后又降至8 600 r/min,压力波动情况略微减缓但仍未消除。观察离心式压缩机出口防喘振线调节阀正常,压缩机工作正常无喘振工况的发生。所以排除循环氢压缩机系统对反应系统压力的影响。

最后对高压分离器和低压分离器液位、压力控制调节阀进行现场确认,通过对现场及DCS显示及调节对比,发现压力波动过程中,高、低压分离器液位正常,压力控制调节阀正常,所以排除压力控制阀故障造成反应系统压力的波动。

2.2.2 油路系统

对原料油缓冲罐、原料油泵、过滤器(及其切断阀)、高压换热器系统进行了检查分析。结果显示:原料油缓冲罐压力稳定,一直处于0.5 MPa,未发现异常;原料油过滤器切断阀开关正常,无泄漏情况发生,无异常;机泵出口单向阀及调节阀、机泵出口压力均在正常范围之内,无异常;通过对机泵进行切换操作,排除了原料泵造成的反应系统压力波动,只是机泵出口流量与系统压力波动吻合,出现小幅度波动,分析是由系统压力波动引起的流量波动;如果高压换热器泄露只会造成产品质量波动,对反应系统压力影响微乎其微,通过对产品质量分析,未发现异常。综上,可以排除油路系统设备及仪表元件造成反应系统压力的波动。

2.2.3 注水系统及胺液系统

通过对注水泵及贫胺液泵进行排查发现,注水泵和贫胺泵出口单向阀及调节阀、出口压力均在正常范围之内,无异常。通过对备用泵进行切换操作,反应系统压力波动也未消除,所以可排除注水泵及贫胺液泵故障造成的反应系统压力波动。只是注水及贫胺液流量与系统压力波动吻合,出现小幅度波动,分析是由系统压力波动引起的流量波动。对富胺液系统进行排查,将压力调节阀及液位控制调节阀改成手动控制,反应系统压力波动未消除,所以排除了富胺液系统对反应系统压力波动造成的影响。

2.2.4 加热炉系统

柴油加氢装置反应加热炉采用的是纯辐射方炉,炉管水平布置。管内介质的流动状态可能会导致炉管压降的变化[6]。对流体的流动状态研究主要集中在单相流体的流动状态研究。由于柴油加氢装置为气液二相流,即同时存在气液两种相态。对两相流的研究国内外相对较少,气液两相流在水平和垂直管存在不同的流型。

0.80 Mt/a加氢装置大部分管道为水平直管,包括反应加热炉炉管也为水平布置。在直管中两相流的典型流型包括分散泡状流、延长泡状流、分层流、段塞流、环状流等[7]。在系统压力波动时,加热炉进出口压力呈现出相反的波动规律;且在加热炉出口可以听见明显的气流噪音和管线振动状况。可能是因为在加热炉炉管内,随着温度的升高,原料的汽化率同时升高,炉内的流型转变为段塞流等流型,使加热炉内阻力升高而产生周期性压力脉动。

通过对DCS历史趋势分析发现,每次加热炉出口压力波动时都伴随着炉膛温度的升高。一般情况下,炉膛温度与被加热介质的温度同时升高,此时被加热物料的汽化率会提高,流体在管道内的流速相应提高。由此推测,可能由于反应物流在加热炉炉管内的汽化率提高,导致炉出口管道汇合点出现扰动,最终导致系统压力出现周期性波动。

为了验证以上推测,使用热成像对加热炉出口管线进行检测。检测位置见图4,热成像结果见图5。

图4 检测位置(单位:mm)

图5 热成像结果

通过观察热成像结果发现,加热炉出口左右两侧炉管在三通处混合,出现了温度不均匀现象,推测可能为两侧炉管气液两相间歇性分布不均,当汽化率增大时气相流速过快,液相带出不顺利,导致在管内积聚。由于存在一定的液相累积,当加热到一定程度后迅速汽化排出,反应物流排出后推动力消失,重新逐步累积液相,如此造成反应物流间断排出,印证了加热炉出口两路管线温度不同的现象。

图5中,左侧为加热炉西侧出口炉管,右侧为东侧出口炉管。此时加热炉两路出口温度均控制在325 ℃,并且两路温差不超过1 ℃。当系统压力波动与不波动情况下,热成像总貌基本保持不变,通过观察可以看出左右两侧炉管在三通处混合过程中出现了温度不均匀情况,东侧高温范围明显大于西侧。

查阅配管图结合现场诊断,确定是由于汽化后的气液两相在提升和汇合过程中容易形成旋转流,阻碍了气液两相顺利排出,从而导致间歇性喷射造成压力周期性波动。

3 改造方案及实施

为验证上述分析结果,运用计算流体力学方法对加热炉出口管线进行模拟,现有工况运算结果见图6[2]。由图6可知,反应物流自加热炉出口流入管段Ⅱ后,由于惯性,在经过第一个弯头时,液体主要沿外壁流动,使得外壁处的液体浓度较大,靠近内壁一侧主要为气体。流体流出管段Ⅱ,经第二个弯头流入管段Ⅲ时,由于惯性的影响,液体主要在第二个弯头外壁流动。在管段Ⅲ后部流动阶段,在重力作用下,液体逐步在此汇合并向下汇集,这使得液体在管段Ⅲ中形成了明显的旋转流动[2]。所以,可以确定该旋转流是造成加热炉出口管线振动的主要原因。

图6 运算结果

结合流体力学运算结果,为加热炉出口管线改造提供了有力依据,改造方案见图7。随后对改造后的加热炉出口配管管线进行流体力学核算,核算结果见图8[2]。

图7 加热炉出口管线改造方案(单位:mm)

图8 改造后运算结果

经过流体力学核算,发现去掉原始管段Ⅱ后,加热炉出口流体先汇合再提升,气液两相在水平段与上升段基本沿管线的一侧流动,未出现沿轴向旋转的情况。问题解决后,委托设计院进行加热炉出口管线的核算及设计,并于2022年检修期间完成改造。

4 装置标定

该加氢装置加热炉出口管线经过检修改造后,于2022年7月成功开工,加工原料为直馏柴油,原料性质见表4,反应系统操作条件见表5,物料平衡数据见表6,产品性质见表7。

表4 标定期间的原料性质

表5 标定期间的反应系统操作条件

表6 标定期间的物料平衡数据

表7 标定期间的产品性质

通过标定数据可得,装置加工量达到118 t/h,满足装置设计的110%操作弹性,主要产品性质及收率也满足设计要求。最重要的是解决了因装置提高加工量而造成反应系统压力波动的隐患,开工后,加热炉出口操作压力一直处于稳定状态,见图9(截取2022年7月8日的数据为例)。现场观察,加热炉出口管线无振动。

图9 改造后加热炉出口压力变化曲线

5 结 论

针对加氢精制装置在运行过程中出现的反应系统压力波动安全隐患,通过系统性地检查分析,最终通过热成像及流体力学运算找出症结所在,随后对加热炉出口管线重新核算并改造。再次开工后的标定结果表明,该装置不仅彻底消除了系统压力波动问题,而且加工量达到设计的操作弹性,可以保证装置安全、高效地运行。该项目的成功实施,给其他装置提供了解决系统压力波动的参考。