2015年，装置开始掺炼部分直馏柴油，将大部分催化柴油改进直馏柴油加氢装置，直馏柴油烷烃含量高，容易裂化生成轻石脑油组分，焦柴的烷烃含量稍低，催柴以芳烃为主，烷烃含量最低，柴油烷烃含量可近似以十六烷指数表征，2017年1月1日的化验分析数据见表 1。

表 1

表 1    柴油十六烷指数及总芳烃含量 Table 1    Cetane index and total aromatic content of diesel 柴油组分 十六烷指数 w(总芳烃)/% 直柴 55.3 19.1 焦柴 48.5 32.2 催柴 34.0 59.0

表 1    柴油十六烷指数及总芳烃含量 Table 1    Cetane index and total aromatic content of diesel

2010年以来，催焦柴油加氢装置原料掺炼比例及加氢石脑油收率情况见图 2。

图 2

图 2     原料掺炼比例及加氢石脑油收率 Figure 2     Blending ratio of raw materials and yield of hydrogenated naphtha

由图 2可知，加氢石脑油收率和直柴掺炼比例呈正相关。

此外，装置原设计生产国Ⅲ柴油，目前生产硫质量分数为10~20 mg/kg的柴油，导致加氢反应深度增加，裂解产生的轻石脑油组分增加。

因装置汽提塔设计为全回流，轻石脑油组分在汽提塔顶部和回流罐之间循环，导致轻石脑油不断累积，回流罐为液面自动控制，导致汽提塔塔顶回流量逐步上升。设计汽提塔塔顶回流量为：催化剂运行初期10.8 t/h，末期12.7 t/h(装置设计加工量为103 t/h)，但目前装置负荷较低，加工量只有80 t/h，为设计负荷的78%，而汽提塔塔顶回流量已达到14~16 t/h。因此，过大的回流使得部分轻石脑油组分进入汽提塔塔底，导致汽提塔塔底油的轻组分含量增加(可从加氢石脑油收率上升进行判断)，汽提塔塔底油和精柴换热后，被加热至约190 ℃进入分馏塔。因此，E-205出口气化率上升，导致出口管线内介质流速增加，因管线内介质为气液两相流，容易产生不正常流型，导致管线振动。

气液两相流动有多种流型，研究表明，块状流和塞状流对管道激振力最大^[1]，而均匀的分散流引起的激振力则较小，在工艺操作、管内介质流速、管径选择上，应尽量避免块状流和塞状流。

水平管气液两相流型的判断可以采用曼德汉流型图^[1]，见图 3。

图 3

图 3     曼德汉流型图 Figure 3     Mandhane flow regime diagram

垂直管气液两相流流型的判断可以采用格里菲斯流型图^[1-2]，见图 4。

图 4

图 4     格里菲斯流型图 Figure 4     Griffith flow regime diagram

图 4中：气相折算速度W_sg=Q_g/A，m/s；液相折算速度W_sl=Q_l/A，m/s；混相流速u_h=W_sg+W_sl，m/s；管线截面积A=πd_i²/4，m²；体积含气率β=Q_g/(Q_g+Q_l)；Q_g为气相体积流量，m³/h；Q_l为液相体积流量，m³/h；d_i为管线内径，m；d_i为0.35 m，则A=π×0.35²/4=0.096 m²。

2015年掺炼直柴前，加氢石脑油收率(w，下同)为23%。2016年掺炼直柴后，加氢石脑油收率为30%。利用流程模拟软件Aspen HYSYS对分馏单元进行模拟，模拟流程见图 5。

图 5

图 5     分馏单元模拟流程图 Figure 5     Simulation flowsheet of the fractionation unit

模拟结果表明：加氢石脑油收率为23%时，E-205出口气相体积流量Q_g为79.96 m³/h，液相体积流量Q_l为110.3 m³/h；加氢石脑油收率为30%时，E-205出口气相体积流量Q_g为99.41 m³/h，液相体积流量Q_l为107.0 m³/h。根据模拟数据计算E-205出口管线气液相流动参数，结果见表 2。

表 2

表 2    E-205出口管线气液相流动参数 Table 2    Flow parameters of vapor and liquid in outlet pipeline of E-205 加氢石脑油收率，w/ % 气相折算流速Wsg/ (m·s-1) 液相折算流速Ws/ (m·s-1) 体积含气率 β 混相流速uh/ (m·s-1) uH2/ 9.807di/(m·s-1) 23 0.231 0.319 0.42 0.550 0.088 30 0.288 0.310 0.48 0.598 0.104

表 2    E-205出口管线气液相流动参数 Table 2    Flow parameters of vapor and liquid in outlet pipeline of E-205

由E-205出口管线气液相流动参数计算结果，按照曼德汉流型图，加氢石脑油收率为23%和30%时，E-205出口水平管线内气液相流型均为分层流，不会产生振动。按照格里菲斯流型图，加氢石脑油收率为23%时，E-205出口向上垂直管线内气液相流型处于泡状流和块状流的边界线，而当加氢石脑油收率为30%时，垂直管线内气液相流型完全处于块状流区域，会导致管线振动。

为验证振动原因分析是否正确，2017年5月25日11:00~16:00进行测试。将汽提塔C-201塔顶回流泵出口部分改至不合格线，改出流量约3 t/h，其余正常回流，测试期间对分馏框架24个监测点的振动位移情况进行监测。测试开始1 h后，观察分馏框架的振动明显减轻。测试结果表明，对分馏框架振动原因的分析是正确的。因汽提塔塔顶回流量减少，汽提塔塔顶温度由165.2 ℃上升至171.8 ℃，汽提塔塔底温度由153.0 ℃上升至156.8 ℃，分馏塔进料温度从设定的199 ℃上升至211 ℃(后因E-205热源副线控制阀在自动调节作用下逐渐开大，分馏塔进料温度缓慢恢复至设定温度199 ℃)。分馏塔进料加热器E-205的热源副线开大，有利于增加精柴和低分油的换热，汽提塔进料温度由184 ℃上升至191 ℃。汽提塔塔顶、塔底温度以及进料温度提高，有利于脱除硫化氢及防止塔底油带水，并将塔底油中更多的轻石脑油组分汽提至塔顶回流罐，再由回流罐转移出去，降低了分馏塔进料中轻组分含量，有利于降低分馏塔塔底重沸炉的负荷。

2 解决方案

为研究解决方案，2017年5月25日、26日分别对汽提塔塔顶回流油取样，进行馏程分析，因回流油含液态烃，且硫化氢含量较高，采用玻璃瓶取样，取样时已有部分液态烃和硫化氢挥发，化验分析前还需要将样品先自然挥发，待硫化氢浓度明显下降后，再做分析，因此，初馏点数据不太准确。馏程分析的D86结果见表 3。

表 3

表 3    回流油馏程分析数据 Table 3    Distillation range analysis data of reflux oil 馏程 馏出温度/℃ 5月25日 5月26日 初馏点 31 29 10% 43 40 30% 57 53 50% 77 75 70% 115 113 90% 186 188 终馏点 234 235

表 3    回流油馏程分析数据 Table 3    Distillation range analysis data of reflux oil

从表 3可以看出，终馏点符合乙烯裂解原料终馏点≤250 ℃的要求，且该石脑油为加氢后的组分，不含烯烃及其他杂质，是很好的乙烯裂解原料。

根据该石脑油性质，初步确定两种解决方案：

方案一：回流油接入石脑油线外送至乙烯。依据文献[3]，查阅中国石化出版社《加氢装置技术改造及优化案例》，某加氢装置脱硫化氢汽提塔设计全回流，经常出现塔顶回流罐液位超高的现象，造成出回流罐的干气带液严重。经化验分析，汽提塔塔顶回流油是很好的乙烯裂解原料，因此进行技术改造，将脱硫化氢汽提塔塔顶回流泵出口与轻石脑油出装置管线增加跨线，将回流油部分外送至乙烯装置做原料，成功地解决了生产问题。

方案二：回流油改至加氢裂化装置汽提塔。独山子石化炼油厂直柴加氢装置汽提塔设计为非全回流，而是将一部分回流油送至加氢裂化装置汽提塔。

方案一和方案二均需增加临时跨线，在生产状态下均可施工，方案一虽然有相关案例支撑，但具体情况未知。2015年7月，对装置进行标定，回流罐含硫干气中硫化氢体积分数高达25.10%，干气组成分析数据见表 4。

表 4

表 4    干气组成数据 Table 4    Component data of dry gas φ/% 氢气 硫化氢 甲烷 乙烷 丙烷 异丁烷 正丁烷 异戊烷 正戊烷 C5+ 37.25 25.10 1.20 2.31 2.71 1.10 19.88 3.31 5.12 2.01

表 4    干气组成数据 Table 4    Component data of dry gas

在回流罐的操作条件下, 硫化氢气液相平衡，回流油中硫化氢含量必然很高。因化验部门目前没有分析回流油中硫化氢的方法，且在取样过程中，硫化氢已大量挥发，无法进行准确分析，因此，决定利用Aspen HYSYS软件建立汽提塔塔顶回流罐模型。已知出回流罐含硫干气的组成、流量，回流油的馏程、流量，酸性水的流量等于汽提塔塔底汽提蒸汽的流量，因此，可由回流罐出口物料反推得到回流罐入口物料，通过不断增加硫化氢的量，直至从回流罐出来的含硫干气硫化氢体积分数达到实际值25%，此时查看回流油组成可知，其硫化氢质量分数高达2.2%。模拟流程见图 6。

图 6

图 6     回流罐HYSYS模拟图 Figure 6     HYSYS simulation chart of reflux tank

回流油中硫化氢含量较高，若送去乙烯厂做原料，对乙烯原料罐区的安全危害较大，硫化氢在含水部位还会形成湿硫化氢腐蚀。因此，倾向于选择方案二，将回流油中的硫化氢脱除，然后进入加氢裂化轻、重石脑油，轻石脑油作乙烯裂解原料，重石脑油作重整原料。但方案二也有其限制条件：目前加氢裂化装置加工量较大，轻石脑油泵已接近最大负荷，不得不将部分轻石脑油改入重石脑油，导致重石脑油轻组分增加，轻组分进入重整装置被分离进入拔头油，拔头油再送去乙烯做裂解原料，增加了输送和分离系统的能耗。

综合考虑，决定采用方案二。

3 技术改造实施情况

2017年6月9日，根据方案二实施技改措施(技改流程见图 7)，在汽提塔塔顶回流控制阀倒淋与直柴加氢装置粗石脑油线倒淋之间增加跨线，将2.5 t/h部分回流改至加氢裂化装置，加氢裂化装置轻石脑油流量由14.5 t/h上升至17 t/h，催焦柴加氢装置汽提塔塔顶温度与塔底温度各提高约3 ℃。对技改前后分馏框架振动位移情况进行监测，结果见表 5。

图 7

图 7     技改流程图 Figure 7     Flowsheet of the technological transformation

表 5

表 5    分馏框架振动位移数据  mm Table 5    Vibration displacement data of fractionation frame 具体位置 位移(技改前) 位移(技改后) 东西向 南北向 东西向 南北向 一层主框架西北立柱(A) 0.185 0.173 0.043 0.049 一层主框架东北立柱(B) 0.173 0.159 0.035 0.041 E205北侧基座(C) 0.156 0.148 0.037 0.035 E205南侧基座(D) 0.256 0.215 0.062 0.054 E205热源进口法兰处(E) 0.213 0.187 0.038 0.028 E205热源副线临时支撑立杆(F) 0.246 0.273 0.065 0.074 V201北侧基座(A2) 0.253 0.253 0.073 0.062 V201北侧基座(B2) 0.272 0.261 0.076 0.058 二层主框架西北立柱(C2) 0.264 0.246 0.064 0.062 二层主框架东北立柱(D2) 0.241 0.286 0.069 0.059 二层主框架东南立柱(E2) 0.208 0.198 0.052 0.049 二层主框架西南立柱(F2) 0.219 0.168 0.057 0.053

表 5    分馏框架振动位移数据  mm Table 5    Vibration displacement data of fractionation frame

由表 5可见，技改后各监测点的位移(振幅)基本削减为原来的1/4~1/3，分馏框架振动情况明显减轻。此外，分馏塔塔底重沸炉负荷随之降低，重沸炉出口温度从296 ℃降至293 ℃。由此分析，前期装置为78%负荷时，分馏塔塔底重沸炉负荷已接近设计负荷，其重要原因是分馏塔进料含轻组分较多，为控制柴油闪点，塔底需要的加热负荷较大。

4 结论

催焦柴加氢装置掺炼直馏柴油及生产国Ⅴ柴油，导致加氢反应中裂化生成的轻石脑油组分增加，汽提塔进料中轻组分增加，在汽提塔内逐渐累积，汽提塔塔底油作为分馏塔进料，造成分馏塔进料中轻组分增加，分馏塔进料加热器E-205出口管线内介质气化率上升，流速增加，气液两相在垂直管线内形成块状流，导致管线振动。2016年，为防止E-205出口管线振动，将E-205出口管线固定到框架钢梁上，导致E-205出口管线振动带动分馏框架振动，从而带动汽提塔塔顶回流罐及附属管线、安全阀振动。通过实施技改措施，将汽提塔回流油部分改至加氢裂化装置汽提塔，降低了分馏塔进料中的轻组分含量。技改实施后，分馏框架各监测点的位移(振幅)基本削减为原来的1/4~1/3，分馏框架的振动明显减轻，达到了预期目标。

参考文献

[1]	白磊. 常减压蒸馏装置闪蒸塔进料管道振动分析[J]. 石油化工设计, 2016, 33(4): 54-57.
[2]	夏婧, 李泽东. 气液两相流流型判断及管径计算软件的设计与开发[J]. 石油与天然气化工, 2016, 45(3): 21-26.
[3]	中国石化集团高级技师燕山培训基地. 加氢装置技术改造及优化案例[M]. 北京: 中国石化出版社, 2008, 71.