S Zorb装置加热炉部分设计优化及改进

王 怡

(中国石化工程建设有限公司，北京 100101)

近几年，随着环境污染问题的加剧，以及日渐增长的汽车保有量，大众对清洁燃料的重视及需求越来越高。鉴于此，中石化引进了S Zorb工艺技术。S Zorb是美国康菲石油公司开发的一项生产低成本清洁燃料油(无硫汽油)的工艺技术，旨在提高燃料中的氢含量，将汽油含硫量降至超低标准，同时保护汽油辛烷值等的重要性质。在2005年国内首套S Zorb装置投入生产后，中石化正式购买了康菲公司S Zorb工艺包专利权，并对S Zorb工艺技术进行了一系列的设计优化及改进。S Zorb装置加热炉部分的基本配置为1台对流-辐射型立式圆筒炉及1套余热回收系统和相应的独立排烟装置。随着S Zorb工艺技术的日臻成熟，装置加热炉部分的设计也在分析问题、总结经验的基础上进行了相应的设计优化及改进。

1 增设余热回收系统以提升加热炉热效率

国内首套S Zorb装置是整体购买美国康菲公司的S Zorb工艺包，加热炉仅设置了1台自然通风对流-辐射型立式圆筒炉，其排烟温度为270～350 ℃，这样的高温烟气直接排入大气不仅造成了能源浪费，而且增加了生产企业的运营成本。一般燃烧用空气温度每提高20 ℃，加热炉热效率就会提高约1个百分点【1】。可见通过增加余热回收系统回收高温烟气余热的方式预热燃烧空气、利用空气显热降低燃料消耗是节能增效的有效手段之一。因此，其后S Zorb装置加热炉部分的设计均增设了余热回收系统。

以A厂国内首套S Zorb装置为例，原装置加热炉部分的设计仅为1台圆筒炉，加热介质为汽油+氢气(纯气相)，分4路进料，操作温度371～419 ℃、操作压力3.328～3.204 MPa(绝)；对流室末端加热循环氢气，1路进料，操作温度108～427 ℃、操作压力3.797～3.795 MPa(绝)。燃烧器为气体燃烧器,自然供风。计算排烟温度为250 ℃，全炉计算热效率85%，燃料气用量为780 kg/h。2009年A厂该装置停工改造，增设1套余热回收系统以提高装置加热炉热效率。改造后计算排烟温度为160 ℃，全炉计算热效率91%，燃料气用量720 kg/h。相较改造前，加热炉计算排烟温度降低了90 ℃，燃料用量减少了7%，计算热效率提高了7%。

2 更换预热器形式以提升加热炉热效率

最初S Zorb装置加热炉预热器使用的是当时普遍采用的热管式空气预热器， 其设备中两换热流体(空气及烟气)均走管外， 因此， 可以将热管充分翅片化， 以增大传热面积， 提高传热效率。热管为独立的传热元件， 拆卸方便， 在设备运行过程中单根或部分热管失效时， 不影响设备正常运行， 而且管内工质在负压下运行， 无毒无腐蚀不可燃， 因此不存在泄漏的安全隐患。但热管式空气预热器经过一段时间的运行后，由于热管自身材质质量及焊接质量等的因素， 其在运行过程中会受烟气腐蚀，导致换热效率下降。此外， 还有部分热管会因管内工质与热管钢壳反应产生部分不凝气导致热管失效， 或因换热温度过高导致热管爆管。因此， 热管式空气预热器的烟气入口温度不可高于450 ℃， 考虑到冷端低温腐蚀情况， 烟气出口温度一般设定在120～130 ℃。后续为规避热管式空气预热器的部分劣势， 选择采用了铸铁式空气预热器【2】。这种空气预热器不易损坏、 使用寿命长、 可模块化、 便于大型化， 而且高温烟气可直接通入设备进行换热。其最大优势是耐露点腐蚀， 且排烟温度最低可以降至110 ℃， 但缺点是设备一般体积荷重大， 前期一次性投资大。

以A厂2009年S Zorb装置改造项目为例，预热器采用热管式空气预热器，计算排烟温度为160 ℃，全炉计算热效率为91%，燃料气用量为720 kg/h；若将预热器形式更换为铸铁式空气预热器，计算排烟温度设定为110 ℃，最终全炉计算热效率可达93%，燃料气用量为700 kg/h。因此，若更换能耐受露点腐蚀的预热器形式，装置加热炉部分在燃料气量减少2%的同时还可提高热效率2%。

3 更换对流段末端循环氢管径以提高传热效率

S Zorb装置加热炉对流室上部盘管用于加热循环氢，原先管径采用φ168炉管，共16根，总表面积573 m2,总质量7 160 kg。循环氢炉管表面平均热强度为9 292 W/m2。该表面平均热强度明显偏低，造成管材浪费。后期统一将循环氢炉管更换为φ114炉管。以B厂120万t/a S Zorb催化汽油吸附脱硫装置为例，其循环氢炉管按φ168炉管设计，若改用φ114炉管，其表面积、表面平均热强度和总质量对比见表1。

由表1可见：管径更换后，该部分炉管总质量减小27%，炉管管壁表面平均热强度提高了36%。经济性有明显提升。

表1 不同管径炉管的参数对比

4 装置现场问题反馈及解决改进

某厂业主反映其S Zorb装置加热炉操作中炉顶压力经常出现波动，甚至出现正压现象，但在关停引风机、采用加热炉自排方式后，装置即可正常操作且加热炉各项指标恢复正常。在排查现场烟道内无异物堵塞且炉顶烟道挡板控制未失效的情况下，又核查了引风机选型，也不存在过小问题。后续在核查烟道设计时注意到，由于该厂的S Zorb装置占地条件非常紧张，引风机与独立烟囱距离过近，即引风机出口到进入独立烟囱这段冷烟道过短，且该段冷烟道还设置有1套两位式密封烟道挡板。鉴于上述苛刻条件，该段冷烟道截面尺寸直接采用引风机出口的机械尺寸，未扩径。由于该引风机进、出口的机械尺寸较小，且冷烟道内设置有内保温，因此造成此段烟道内实际流通截面过小。现场示意见图1。除此段烟道外，其余部分烟道截面尺寸的确定均符合相关标准规范的要求。

通常在烟气量Q及烟气温度Tg不变的情况下，流通截面面积的变化会直接影响通过该截面的介质流速，而介质流速的变动直接反映在通过该截面的压力降，其关系如下：

烟气质量流速：

式中：Q——烟气量，kg/s;

S——流通截面面积，m2;

ρg——烟气温度下的烟气密度，kg/m3。

烟气密度：

式中：Tg——烟气温度，K。

压力降：

式中：f——摩擦系数；

L——直管长度，m;

de——通道当量直径，m。

因引风机前、后温度Tg基本无变化，所以引风机前、后烟气密度可视为不变，在烟气量Q保持不变的情况下,烟气流速Vg仅与流通截面S成反比关系。流通截面S越大，通过该截面的烟气质量流速Vg越小；反之，流通截面S越小，该截面的烟气质量流速Vg越大。而烟气流动过程中的压降ΔP与其质量流速Vg的平方成正比。

图1 现场示意

以该装置情况来分析：烟气量为5.16 kg/s，冷烟道内保温厚度75 mm， 引风机出口截面面积为0.264 m2, 与之衔接的冷烟道流通截面面积为0.128 m2, 该截面烟气质量流速为40.31 kg/(m2·s)。而入引风机前的冷烟道截面面积为0.332 m2，通过该截面烟气质量流速为15.54 kg/(m2·s)。

假定引风机出口处压力为ΔP1，质量流速为Vg1；引风机入口处压力为ΔP2，质量流速Vg2，于是：

可见，烟气通过引风机后压力降ΔP陡然增大，一旦操作过程中燃料或是操作负荷等因素稍有变化，就会导致进独立烟囱前压力值的波动，从而引发炉顶压力波动。因此亟需将该段冷烟道截面扩大，以保证引风机前、后压力变动均衡。在现场条件有限的前提下，摘除了两位式挡板以增加冷烟道长度，在保证烟道截面横向开口尺寸不变的基础上，仅扩大截面纵向开口，并将此段烟道的内保温去除改为外保温。最终该段冷烟道流通截面面积扩大至0.445 5 m2，通过该截面的烟气质量流速为11.58 kg/(m2·s)。改造后的方案见图2。

图2 改造后的方案

假定改造后该段压力降为ΔP3，质量流速为Vg3，于是有：

经此修改调整后，现场反馈炉顶压力平稳，恢复正常。

5 结语

首先，前期规划设计中应使设备间有合理的间距；其次，遇到占地紧张时，应避免在较短距离内流通截面出现突变的情况，可将截面设计成扩散状，使截面的变动呈循序渐变式，以保证内部介质流速不产生突变形成涡流。随着科技的发展以及新设备、新手段的不断涌现，一套成熟的装置设计不会始终一成不变，设计人需要在实践中摸索并在总结经验的基础上不断地完善和提高。