催化裂化装置提高掺炼重油能力的方案探讨

徐鹏

（中海炼化惠州炼化分公司，广东惠州516086）

催化裂化装置提高掺炼重油能力的方案探讨

徐鹏

（中海炼化惠州炼化分公司，广东惠州516086）

分析了中海炼化惠州炼化分公司催化裂化装置提高掺炼减四线油的关键影响因素是主风机的最大供风能力。根据最大供风能力核算出减四油掺炼的最大比例，并进一步探讨了其它操作参数的影响，提出了装置优化操作的方案，提高了掺炼减四线油的比例。

催化裂化；瓶颈；掺炼；操作参数

中海炼化惠州炼化分公司催化裂化装置于2009年4月28日建成投产。由于受到原油供应市场的影响，常减压装置处理原料性质发生改变导致催化裂化装置直馏蜡油进料性质发生变化，同时考虑到全厂的物料平衡及提高催化裂化装置的经济效益，装置运行期间多次掺炼了常减压直馏减四线油。因减四线油馏分较重，残炭高，重金属含量高，在减四线掺炼达一定比例后装置的操作工况变差，再生器温度明显升高，平衡剂活性变差，产品分布及收率受到影响，干气产率大幅上升，油浆外甩量增加，对整个装置的运行带来不利影响。

在原料组成和性质无法更改的条件下，为适应装置掺炼减四线油的需要，需进一步优化装置的操作条件及挖掘现有的潜能，降低装置的生焦率，提高催化剂的活性以取得较好的轻质油收率，提高装置的经济效益［1］。

1 掺炼减四油概况

装置原料主要来源于常减压装置减三线直馏重蜡油、20%加氢尾油，同时掺炼部分常减压减四线油。评价催化裂化原料性质采用密度、康氏残炭、重金属含量、馏程、硫含量、＜500℃渣油含量等指标。国外有一些公司对催化裂化的适用原料给出了评判的标准，一般把原料中残炭＜8%、（Ni+V）＜30×10-6作为催化装置原料进料的控制指标［1］，装置进料的性质见表1。

表1 进料性质

从表1可以看出，减四线进料性质较差，含有较多的重质多环芳烃、胶质，残炭高达12.53%，Ni含量达56.5 mg/kg，其性质接近于减压渣油性质，因此掺炼减四线油必定对整个再生器的烧焦负荷，催化剂的活性、产品的分布和收率造成较大的影响。

掺炼减四线油在0～10%之间时，装置产品分布和收率情况见表2。

表2 掺炼减四线量及产品收率

由表2可以看出，在装置掺炼减四线油掺炼比＜10%的条件下，掺炼使得生焦负荷上升，油浆外甩增大，干气产率上升较多。汽油收率稍有增加是因为提高了反应温度、维持了较好的催化剂活性及较高的剂油比等，液化气收率及柴油收率有所下降。但当继续加大减四线掺炼量后，再生器温度明显上升，反应温度由512℃提高到518℃后仍然无法降低回炼油罐及分馏塔液位，汽油减少，干气量大量增加，油浆外甩由正常的3 t/h提高到7 t/h。因此，要进一步提高减四线的掺炼量，需要对装置最大掺炼减四线量进行核算，并优化工艺操作条件。

2 减四线最大掺炼量核算

该装置提高掺炼重油的能力，受到工艺条件和设备的限制。再生器温度、主风机的最大供风能力，原料预热温度、气压机负荷等都是限制掺炼的因素。装置气压机设计负荷较大，富气量不构成装置掺炼的瓶颈。因此，从催化进料残炭与生焦量的量化关系，来核算出装置在现有工艺设备条件下允许的最大掺炼重油比例。

国外公司对于催化进料残炭与生焦量的量关系有3种论点［2］:（1）凯洛公司HOC技术预测原料中的残炭100%转换为焦炭；（2）UOP公司的RCC技术认为残炭中的70%～80%转换为焦炭，生焦率平均为兰氏残炭+4.2%；（3）SW公司的RFCC技术认为残炭与生焦没有直接对应关系，而与转化率有关［2］。

催化裂化焦炭主要由催化焦、附加焦、污染焦、可汽提焦、未汽化油构成。污染焦与掺炼油中Ni、V等重金属含量有一定的函数关系。而催化焦及可汽提焦与反应的工艺、设备、操作方案及参数等诸多因素有关，量化关系较难确定。该次计算减四线生焦率按兰氏残炭+4.2%计，减三线取装置标定时生焦率6.8%计，二者生焦量之和为总生焦量［3］。

2.1 掺炼的技术瓶颈

核算的方法是通过装置外取热最大取热负荷，主风机最大供风能力为限制条件来核算出再生器能承受的最大生焦量，其余参数按照装置原设计值，不考虑回炼油及油浆回炼。计算所需的工艺参数见表3。

表3 工艺参数

计算过程仅从热平衡角度核算减四掺炼量；主风机最大设计流量按2 430 m3/min和工业风补主风51 m3/min得主风最大流量2 481 m3/min；根据标定期间的耗风指标及主风机的最大供风能力，计算再生器能承受的最大生焦量，标定期间各项工艺参数见表4。

表4 标定参数

根据耗风指标:2 249×60/（146.27×6.86%× 1 000）=13.4 m3/kg

根据主风机最大供风能力，可算出最大生焦量:2 481×60/13.4=11 109 kg/h

在最大烧焦量11 109 kg/h条件下，及按照设计反应温度、再生温度、外取热取热负荷（不超过最大取热负荷）来核算出再生器热平衡。根据核算结果可知，在允许最大生焦量及设计再生温度和反应温度的条件下，现有外取热设计负荷满足取热需要，外取热取热量32.51 MW，小于设计极限取热负荷41.8 MW，能满足反应及再生部分的热量需求［4］。

2.2 减四残炭与其掺炼比关系

由上述计算结果可知，外取热器在主风机最大供风量条件下，能满足最大生焦量的取热需求，热量核算时取热负荷为设计最大取热负荷78%，具备取热操作弹性。因此，主风机最大供风量是限制掺炼减四线的瓶颈。现通过允许最大生焦量来计算减四的掺炼比。

总的生焦量按照物料平衡为减三生焦量与减四生焦量之和［5］。减三生焦量按照装置标定期间生焦率6.86%计算；减四生焦率按照兰氏残炭+ 4.2%来计算。总生焦关系见（1）式:

式中 Ct—总生焦量，t/h；R—减四掺炼比；Kccr—残炭，%。

根据（1）式，分别计算Kccr在5%～13%时减四所能掺炼的最大比例，计算结果见表5。

表5 残炭与最大掺炼比Rmax关系

假设减四残炭值最宽变化幅度在5%～13%，作减四残炭值与减四掺炼比关系见图1。

从图1可知，减四残炭指标在5%～13%时为可操作区域。

图1 减四残炭值与减四掺炼比关系

（1）假设减四线残炭值控制指标在5%，则减四的最大掺炼比达32%；残碳值达到13时，可掺炼量最大为7.2%；在残炭控制指标内7.2%以下的掺炼比均能满足再生器热负荷要求。

（2）由于受主风机最大供风能力限制，在可操作区之上需降低进料转化率或降量操作。

（3）由于实际掺炼减四时，不仅有残炭转化为生焦，还包括重组分的有害物质加速催化剂的失活等原因，在减四掺炼比较大和残炭较高的情况下，实际生焦量可能会大于理论计算的生焦量，因此最大掺炼比应比实际操作中要大。

3 工艺操作参数的优化措施

3.1 选择合适的反应温度

反应温度是催化裂化装置最核心的操作参数，对反应深度整个装置的产品分布和产品的收率起着深远的影响，因此，掺炼比的确定也要受到反应温度的限制。在相同的转化率之下，随着反应温度的升高，焦炭产率会下降。因此，在一定的范围之内，反应温度可以作为改变焦炭产率，提高减四线掺炼比的措施。但是反应温度的提高是有限制的，当反应温度过高，催化剂循环量增大，生焦量的下降是有限制条件的，此时反应的热裂化程度增加，表现为C1、C2量增加，压缩机负荷增加，不凝气增加，产品的分布会因此受到影响。因此，在原料性质确定的情况下，应该在生产中摸索出适宜的最佳反应温度，既保证减四线的掺炼量，又能确保理想的产品分布和收率。从装置实际情况来看，从未掺炼减四时反应温度控制在500～510℃，提高到控制在515～518℃是适宜的，表2中的收率则是反应温度在此区间时装置的收率。

3.2 控制原料油预热温度

原料油的预热温度主要带来2个方面的重要影响:（1）掺炼重油原料油的粘度增加，需要保证进料的雾化效果；（2）降低预热温度有利于提高剂油比，降低循环催化剂的炭差，改善催化剂的活性。如果单从提高剂油比的方面来说，原料油预热温度较低可以获得较大的剂油比是可行的，但是预热温度降低到一定程度后导致雾化效果不好，“未汽化油”的增加反而使生焦增大，限制掺炼比的提高。装置在未掺炼减四线控制预热温度在195～200℃，在提高掺炼比之后，应适当提高预热温度才能更好地保证雾化效果，同时也应该相应提高雾化蒸汽的比例。通过实际操作观察，该装置在掺炼减四线后预热温度控制在200～210℃时较为理想。

3.3 降低回炼比

经计算装置回炼油特性因数为10.4，可以证实回炼油中含有大量的稠环芳烃，这部分回炼油回炼，有较大部分通过缩合反应转化为焦炭，增加了再生器的负荷，为了维持一定的掺炼比，就必须降低回炼油的回炼甚至停止回炼。在实际操作中发现，当装置回炼比提高之后，回炼油罐液位虽有缓慢下降趋势，但分馏塔液位却上涨较快，从另一侧面说明这部分回炼油回炼后实际上是降低了反应的深度，限制了掺炼比的提高。

3.4 保证合适的催化剂活性

要保证合适的催化剂活性，首先是要保证再生催化剂的烧焦效果。该装置采用的是快速床+湍流床形式的烧焦罐再生模式，因此应控制好外循环滑阀的开度，保证起始的烧焦温度不能低于660℃，最好控制在670℃左右，这样既能保证烧焦效果，又避免了因温度过高引起催化剂的热失活。根据装置的实际情况，掺炼减四比较高时，装置催化剂失活的速度明显加快，因此每天应保证定时加入新鲜催化剂补充活性，并根据总藏量变化定期卸出部分催化剂。

3.5 增加金属钝化剂的注入量

从减四线性质表中可以看出其含Ni量较高，而Ni金属在反应中主要起到脱氢的作用，一方面使烯烃等不饱和烃脱氢缩合成为焦炭增加再生器负荷，从而限制掺炼比的提高；另一方面也加剧了催化剂的失活，提高了催化剂单耗。随着掺炼减四的增加，氢气产量曾上升趋势，因此根据氢气与甲烷的比值关系变化应调大金属钝化剂的注入量，减少重金属对于催化剂的污染引起的干气、焦炭产量增加和催化剂的失活。

3.6 降低反应油气分压

反应压力降低，等于降低了油气分压，减少了催化剂与油气接触的反应时间，相应的生焦量会降低。在实际生产中反应压力的降低是有限度的，可以通过提高反应蒸汽及预提升干气的量来降低油气分压，同样可以起到有效降低焦炭的生成的效果。同时在掺炼减四后，应相应提高汽提蒸汽的用量，提高1.0 MPa蒸汽过热温度，保证汽提效果。

4 结束语

通过对装置掺炼减四线量进行计算分析和对比，在减四线量掺比在7%时的操作条件是适宜的。减四线掺炼比的再提高主要依赖于减四的残炭值、Ni含量以及装置主风机的最大负荷。由于反应生焦机理复杂，影响因素较多，因此应通过多方面的工艺操作条件优化来提高减四线的掺炼量，严格控制减四油残炭值是关键。随着装置的掺炼重油比例的提高，装置的结焦问题也应引起重视。同时，在装置的检修期，应通过改造及优化装置的瓶颈，使之达到能大比例掺炼重油的条件，提高装置的经济效益。

［1］韩哲.提高催化裂化装置掺渣量时存在的问题与对策［J］.化学工业与工程技术，2003（1）:32-33.

［2］陆庆云.流化催化裂化［M］.北京:烃加工出版社，1989:22-25.

［3］刘晓青，冯颖.延迟焦化装置掺炼重油催化裂化油浆［J］.石化技术与应用，2013，31（3）:214-216.

［4］王文智，张立海.延迟焦化装置掺炼催化裂化油浆的技术经济分析［J］.中外能源，2007，12（5）:82-85.

［5］熊玉平，张国静.掺炼俄罗斯原油对重油催化裂化装置产品分布及质量的影响［J］.炼油与化工，2012，23（2）:30-33.

Scheme discussion on increasing heavy oil blending proportion of FCC unit

Xu Peng
（CNOOC Huizhou Refining&Chemical Branch，Huizhou 516086，China）

It was determined through analysis that the key influencing factor for increasing vacuum cut 4 distillate oil blending proportion for the catalytic cracking unit of CNOOC Huizhou Refining&Chemical Branch was the maximum air supply capacity of the main blower.The maximum blending proportion was figured out based on the highest air supply capacity，the influence of other operating parameters was further discussed，and the scheme for optimization operation of the unit was put forwarded.The blending proportion of vacuum cut 4 distillate oil increased.

catalytic cracking；bottleneck；blending；operating parameter

TE624.41

B

1671-4962（2017）02-0023-04

2016-08-05

徐鹏，男，工程师，2005年毕业于西南石油大学化学工程与工艺专业，现从事炼油生产工艺技术管理工作。