强调焦化炉管内结焦的工艺校核方法

1、§1.3 强调焦化炉管内结焦的工艺校核方法1. 前 言由于延迟焦化工艺具有对原料适应性强、热转化率高及设备投资费用低的特点，一直是我国减压渣油轻质化的主要途径，我国目前有延迟焦化装置20余套，加工能力居世界第二位。鉴于重油催化裂化及渣油加氢工艺的限制和市场对轻质燃料油特别是柴油需求量的增加，延迟焦化工艺又重新受到了重视。延迟焦化虽然是个老工艺，但由于缺少对重油在焦化炉管内流动及反应过程的研究，不能定量确定炉管管径、炉管根数及长度、炉膛结构尺寸、火嘴个数及排列等结构尺寸与管内冷油流速及注汽量、焦化炉进出口温度等工艺参数的相互关系，焦化炉结构设计基本源于经验摸索，不能满足焦化炉优化设计的

2、需要，是导致我国焦化炉操作周期短、能耗水平高、单台焦化炉加工处理量低的根本原因之一。本文对原工艺校核方法的局限性进行了理论分析，通过焦化炉管内外过程模拟方法的研究和自行开发的计算软件，提出了以校核重油在管内停留时间、炉出口热转化率和管内壁壁温计算方法，对设计工况是否会导致炉管严重结焦进行判断。通过实验和现场实测数据分析了软件的工程实用性。2. 影响焦化炉炉管结焦因素及旧的工艺校核方法分析延迟焦化是利用重油结焦前体物在裂解转化率较低时不易出现的反应现象，使重油在热转化程度较低的情况下快速通过焦化炉管获得热化反应所需要的热量，在焦化塔内完成重油轻质化的工艺过程，确保焦化炉管内不发生严重结焦是该工艺

3、过程获得成功的技术关键。参见图11，炉管上所沉积的焦炭来自与缩合反应， 其结焦速率为炉管管焦生成速率与脱落速率之差，其中炉管管焦生成速率与管内壁温度及重油物性有关，管焦脱落速率则受边界层厚度及边界层两边结焦前体物的浓度差有关2。图 23反映了不同产地重油结焦前体物（喹啉不溶物）随裂解深度的变化，参见图 3，国内某地焦化循环油结焦前体物（甲苯不溶物）随裂解深度的变化也具有同样的形式。由图可以看出，转化率较低时，无结焦前体物出现，在裂解达到一定程度后，缩合反应速率会显著增加并存在一加速拐点，产生缩合反应存在加速“拐点”的原因是： 重油的生焦反应为自由基反应过程，反应开始时热转化率较低，反应过程产生

4、的自由基被重油胶质所“笼蔽”，阻碍了自由基之间的叠和生焦；随着转化率增加，自由基浓度增加，胶质的“笼蔽”效应被破坏，自由基叠和生焦的可能性加大。将炉管内的热转化程度控制在加速“拐点”以内是“延迟”焦化过程的理论基础。尽量降低重油在管内的停留时间及热转化率，限制流动主体内结焦前体物的浓度，是限制炉管结焦速率的关键。焦化炉旧的工艺校核方法主要校核炉管表面热强度和冷油流速两项：炉管表面平均热强度越小，则炉管管壁温度越低，炉管管焦的生成速率将会下降。在加热炉有效热负荷给定后，工程师只有依靠通过增加炉管根数，即增加炉管传热面积才能使炉管表面热强度降低。而这种措施将使油品在管内的停留时间延长，管内反应深度

5、加大：流动主体内结焦前体物浓度增加，限制了边界层内结焦前体物向流动主体内的扩散，会使脱落速率降低，使炉管的结焦倾向变重。从提高流速，减少油品在管内的停留时间，加大焦炭的脱落速率的角度，冷油流速越高越有利；但传热面积不变时，冷油流速增加后将导致炉管表面热强度增加，这又可能焦炭的生成速率加大，也使炉管的结焦倾向变重。 中石化总公司的设计规范4源于1965年埃索研究工程公司制定的设计准则（五），尽管利用这种方法完成了多套焦化炉的常规设计，但这种方法由于不能体现炉管结焦速率与结构、操作及物性之间的相互关系，难以满足焦化炉创新设计与现场优化操作的工程需要。3. 以过程模拟为基础的新工艺校核方法开发随着对

6、渣油热化反应机理认识的深入和计算机技术的高速发展，目前国际上正在朝着从最根本、更科学的指标来控制结焦速率，以完成焦化炉的结构优化设计。国外大公司新设计焦化炉主要以控制介质大于800f(426)的停留时间不超过40s及确保焦化炉出口热转化率不超过10%（m%）为基础设计条件的。由机理分析可知，控制上述指标显然是为了确保边界底层中结焦前体物向流动主体的扩散不受到浓度差变小而制约3。对焦化炉管外进行过程模拟，必须建立燃料燃烧、烟气湍流流动及高温辐射模型5。焦化炉管内介质由于注汽及裂化物的平衡汽化存在着两相流动。要得到管内介质停留时间及热转化率必需通过建立平衡汽化、热裂解和结焦、两相流动等模型6，完成

7、焦化炉管内外整个工艺过程的模拟。焦化炉管内外过程模拟需要建立的模型见下表7。表 1 焦化炉辐射室过程全面模拟需要的主要模型模 型主 要 功 能备 注管内热裂解产物分布模型预测热裂反应产物在管截面的变化由实验数据开发炉管结焦模型预测炉管生焦量相平衡模型预测截面汽化分率文献选用两相流模型预测压降分布热焓及反应热模型预测温度分布管外热辐射模型预测热流强度分布湍流流动模型预测湍流扩散系数燃料燃烧模型预测燃烧速率管内外过程模拟所需的文献选择选择与开发过程是复杂的。详细内容可参见文献3，5，6，7。表 2反映了在中石化总公司支持下作者自行开发计算程序对一特例焦化炉管内外过程模拟后所得主要结果以及发表在文献

8、8中的数据。表 2 自制软件及文献8部分计算结果炉管根数热 转 化 率 炉管结焦速率 文献8自制程序文献8自制程序90.180.110.00012.7181.010.691.343.8243.192.234.425.2306.455.096.006.63810.1710.116.826.4由于停留时间及出口热转化率都是现场难以测定的工艺参数，在中石化总公司支持下，作者利用电加热模拟焦化炉3完成了对动态实验过程的模拟及电加热模拟炉出口全油样的采集分析，其计算及模拟结果见表-3。管内外过程模拟计算程序是十分复杂的，只有对程序有深入的了解才能得到收敛解。为了便于工程技术人员在不用了解程序细节的基础上

9、完成模拟计算，作者利用visual basic语言完成了计算程序软件化的工作。软件界面部分采用了windows98/95流行的人机对话方式。软件核心部分管外采用了了罗伯伊万斯、别洛康及蒙特卡罗等多种对接模块；为了扩大软件的工程应用范围，管外还采用了非均匀网格、二重坐标体系等数值计算技术；为了增加收敛性，对蒙特卡罗模块进行了适当简化；为了考察软件的可靠性，对现场焦化炉进行了标定，并将焦化炉在一个操作周期内的操作参数进行了统计分析。标定工况和统计工况部分模拟计算结果参见表4和5。表3炉出口热转化率实验及模拟结果的对比项 目实 验 1实 验 2实 验 3实验值模拟值实验值模拟值实验值模拟值裂解气样重

10、(g)12.3/9.6/5.3/裂解油样重(g)7272.5/6446.6/3113.4/产气率(m%,下同)0.16880.1780.14890.1300.16990.112总热转化率4.28 2.862.73802.0832.0001.808出口<210馏分收率0.1600.250.2650.1830.1250.158出口210-330馏分收率2.380.8280.4820.6030.1190.518出口330-510馏分收率14.3413.9814.5913.6114.3313.47表4炉膛出口温度与工业装置标定及周期内统计均值的对比工 况项目实测值管外模型选用罗伯-伊万斯别洛康蒙

11、特卡罗炉sjz98标定数 据789.3782.95783.74858.44绝对偏差0-6.35-5.5669.14炉sjz 97标定数 据779863.12856.74867.83绝对偏差084.1277.7488.83炉sjz 97-98统计数 据774802.37801.74875.26绝对偏差028.3727.74101.26炉zhh统计 数据769.2817.3803.4765.63绝对误差048.134.2-3.57炉zhh标定 数 据753789.04779.18753.68绝对偏差036.0426.180.68表5入口压力与工业装置标定及周期内统计均值的对比工 况项 目实测值管外

12、模型选用罗伯-伊万斯别洛康蒙特卡罗炉sjz98标定数 据1.691.3751.3741.375绝对偏差0-0.315-0.316-0.315相对偏差0-18.64-18.7-18.64炉sjz 97标定数 据1.51.551.5471.544绝对偏差00.050.0470.044相对偏差03.3333.1332.933炉sjz 97-98统计数 据1.61.4021.4041.399绝对偏差0-0.198-0.196-0.201相对偏差0-12.38-12.25-12.56炉zhh统计数据1.521.781.7741.807绝对误差00.260.2540.287相对偏差017.1116.711

13、8.88炉zhh标定数 据1.4751.5511.5491.561绝对偏差00.0760.0740.086相对偏差05.1535.0175.8314. 讨 论1 对焦化炉进行创新设计，仅仅对炉管表面热强度及油品冷油流速进行传热校核是不够的。应象国际大公司那样，用油品在管内的停留时间及热转化率等工艺参数，对设计工况是否会导致炉管严重结焦进行判断，形成一整套自己的校核方法；2 水平管内的两相流动形式见图 49，显然块状流及层状流不利于炉管周向均匀结焦，因而控制管内两相流流型也是重要的；3 校核管内的停留时间及热转化率，实际上是关注结焦前体物的脱落速率；从结焦机理看，控制管内壁温度，以控制结焦前体物

14、的生成速率，也是非常必要的；4 由上述讨论内容，工艺核算除通过平均热强度及冷油流速进行传热校核外，还应对炉管结焦进行判断，油品在管内的停留时间、热转化率、流型、管内壁温度应是焦化炉创新设计必须考虑的重要工艺参数；5 由中石化总公司支持下开发的过程模拟软件用于某特例焦化炉，在设计工况下得到的部分重要工艺参数参见表 6，除得到平均热强度及冷油流速外，几乎能得到所有工艺校核所需要的参数及参数沿炉管的分布，理论上，目前的软件已可进行对炉膛结构、炉管及火嘴布置、多点注气等多项措施的优化设计；6 任何软件的误差都是不可避免的，表 7 为同一工况用不同计算计算方法得到的的主要工艺参数，反映了燃烧理想（热强度

15、分布均匀）时和燃烧不正常导致最大可能不均匀热强度时管内外关键工艺参数的变化区间，设计工程师可以据此对设计工况是否安全进行判断。7 焦化炉创新设计限定参数不可能通过实验直接得到，使用模拟模型及软件是创新设计必经之途。鉴于焦化炉是延迟焦化的核心设备，决定了整个装置的能耗和操作周期，总公司应重视设计及现场工程师对软件使用经验的总结，形成自己的“标准化”软件和独到技术。5. 结 论根据炉管结焦机理，焦化炉大型化及结构优化设计时，仅仅进行传热校核是不够的，新的工艺校核方法必须包括对结焦速率的校核。油品在管内的停留时间、热转化率、管内壁温度及管内两相流流型，是控制炉管结焦的重要工艺参数。从模型的选用、重要

16、计算结果与实验值及标定的对比分析看，我们开发的焦化炉管内外过程模拟软件可以作为设计工程师进行焦化炉结构及创新设计的辅佐工具。参考文献：1 程之光：重油加工技术，中国石化出版社，19942 守富宽等：“重质油焦化反应模型” 石油学会志，1982，25（1）p32-393 xiao etal: study on correlative methods for describing coking rate in furnace tubes petroleum science and technology 18(3&4),p305-318(2000)4 中国石化总公司标准：炼油厂管式加热炉设计

17、技术规定shj 1035-84，19845 饶立波等： “管式加热炉辐射室中流动和传热过程模拟” 化工学报vol.44 no.4 p410(1993)6 肖家治等：“焦化炉管内的工艺计算方法”，炼油设计，vol.24 第三期，19947 xiao etal：process simulation for a tubular coking heater petroleum science and technology 18(3&4),p319-333(2000)8 oil gas j.,82,(26),79-83,19849 钱家麟等著，管式加热炉，烃加工出版社，1987。表-6 软件得到

18、的主要工艺参数项 目单 位数据备 注循环油管内停留时间s55.19430以上停留时间s15.94位于第5.25根炉管处管内裂化转化率m%11.566管内缩合转化率m%.423出现喷雾流流型位置6按流动方向计此时介质温度433.25此前流型为此时热转化率m%.21分散气泡流此时缩合程度m%.003此时边界底层温度449.52此时介质受热时间s18.14最大表观流速m/s39.048位于第24根炉管处出口汽化分率m%48.792最高边界底层温度509.54位于第22.5根炉管处最高管外壁温度517.68位于第22.5根炉管处罗伯伊万斯法炉出口温度681.41统计均值为630.4别洛康法炉出口温度6

19、96.65本次算法得到的炉出口温度696.65罗伯伊万斯法平均热强度kw/m221.705别洛康法平均热强度kw/m225.44本次算法平均热强度kw/m225.44单根炉管最大压降kpa206位于第24根炉管处循环油出口温度499.8统计均值为498.87循环油进口温度398.73介质入口压力mpa1.411统计均值为1.160介质出口压力mpa.389 表 7 同一工况用不同计算方法得到的主要工艺参数项 目单位别洛康法罗伯伊万斯法monte carlo 法1次注水2次注水1次注水2次注水1次注水2次注水燃料用量nm3/h14281445.6171217281646.41645.6循环油管内停留时间s31.4334.7731.4634.7932.5636.09430以上停留时间s11.512.8711