金陵连续重整装置长周期运转的问题及对策
金陵连续重整装置长周期运转的问题及对策张延雪【摘要】中国石油化工股份有限公司金陵分公司连续重整装置采用UOP超低压专利技术,设计规模1.0 Mt/a.装置运行过程中发现因循环水质量差和流量小导致增压机冷却效果差；因重整产氢纯度低导致其中C2以上烃类在氢还原气氛下发生氢解反应；电阻丝局部积炭,热量传递效果变差；氧化镁绝缘层过热变薄失去绝缘效果,致使还原电加热器接地故障跳停；因抽提塔界面波动过大、溶剂脏、消泡剂泵故障、汽提塔负荷增大引起汽提塔冲塔等问题.提出了优化循环水流程、改造抽空器、引用PSA高纯度氢作为还原氢、降低抽提溶剂比、改变异构化轻烃流程等一系列措施,基本解决了制约装置长周期运行的问题.同时也指出了制约装置大负荷生产存在的“瓶颈”.%T he 1.0 MM TPY continuous catalytic reformer in SINOPEC Jinling Company was designed with UOP' s ultra-low pressure CCR process license. In the operation of the unit, the following problems have been found: cooling effect was poor due to the poor cooling water quality and small flowrate; Grounding system of reduction electric heater tripped because of lost insulation of overheated magnesium oxide insulation layer resulted from carbon deposition on resistance wire which reduced heat transfer when hydrogenolysis of C+2 hydrocarbons occurred in hydrogen reduction environment due to the low purity of reformer hydrogen; The stripping tower was flooded as the result of great interface fluctuation of extractor, dirty solvent, trouble of defoamer pump and increased load of stripping tower. The problems affecting the long-term operation of the process unit have been solved after corrective measures have been taken,such as optimization of cooling water process, revamping of evacuator, utilization of high-purity hydrogen as reducing hydrogen, reduction of solvent ratio in extraction and modification of light hydrocarbon process in isomerization, etc. The bottlenecks limiting the unit operating at large capacity are pointed out.【期刊名称】《炼油技术与工程》【年(卷),期】2011(041)008【总页数】4页(P22-25)【关键词】连续重整装置;长周期;积炭;绝缘;问题;对策【作者】张延雪【作者单位】中国石油化工股份有限公司金陵分公司,江苏省南京市210033【正文语种】中文中国石油化工股份有限公司金陵分公司连续重整装置采用UOP超低压专利技术，设计规模1.0Mt/a。
装置于与2008年1月6日一次开车成功，截止至2010年12月31日已运行1 070 d。
装置以预加氢单元生产的精制石脑油为原料，为下游对二甲苯(PX)单元提供原料，并为下游歧化、异构化、加氢等装置提供副产氢气。
预加氢采用全馏分加氢工艺，催化剂再生系统采用UOP第3代催化剂再生工艺(CycleMax)，设计能力908 kg/h。
1 装置运行情况表1列出了金陵分公司1.0Mt/a连续重整的主要控制参数。
装置每年运行约360d，长周期运行达1 070 d，累计加工精制油 284.35Mt，除2008年由于加氢重石脑油不足、预加氢原料较轻导致装置未满负荷外，2009年和2010年装置负荷率分别为106.57%，103.71%。
在满负荷生产期间，根据催化剂氯含量、重整的反应温度、反应器温降、循环氢组成、产品芳烃含量、生成油辛烷值和纯氢收率等综合数据，分析重整催化剂性能，及时调节注氯量并进行标定［1］。
持续合理的调整重整苛刻度，将辛烷值优化控制在103～105，在满足芳烃生产需要的基础上，尽量提高生成油收率。
在装置运行的3年中，将降低能耗作为努力的目标，通过优化工艺条件，配套先进设备，提高蒸汽品质，减少加工损失，使得装置能耗由2008年的5 246.06MJ/t(2008年装置负荷率较低，仅为73.79%)降至2010 年的2 782.55MJ/t。
2 装置长周期运行中存在的问题及对策2.1 重整氢增压机凝汽器冷却效果不佳装置运行中发现，重整氢增压机汽轮机凝汽器冷却效果不佳，导致汽轮机透平排汽压力升高、蒸汽消耗量增大、调节气阀几乎全开、压缩机工作点接近喘振点，最严重时透平排汽绝压升高到报警值0.04MPa，蒸汽耗量达到 38.5 t/h(开工初期为28.5 t/h，排气绝压 0.025MPa，而设计蒸汽耗量为 31.8 t/h)。
根据机组运行以及停工拆修的情况，分析是由以下原因造成的:(1)循环冷却水量不足。
设计循环水量为1 550 t/h，实际测量却只有630 t/h，装置正常情况下循环水的压力进水为0.40MPa，出水为0.30MPa，差压过低，导致循环水流速较小，难以满足正常的用水量，无法完全冷却蒸汽，在抽空器负荷较小的情况下，不凝蒸汽不能及时抽完，导致两级射汽抽空器的高空放气口不时有水溢出，机组凝汽器系统真空度降低，相同操作工况机组的耗汽量增加，凝汽器的负荷越来越大。
(2)循环水品质差，在高温运行中，其钙、镁结晶盐溶解度低，与灰、泥砂、腐蚀产物等大量沉积形成污垢，增大热阻，降低传热系数，还增大管程循环水流通阻力，严重影响凝汽器冷却效果。
(3)蒸汽品质较差，透平入口设计蒸汽压力为3.8MPa，但是蒸汽管网压力只能达到3.3～3.5MPa，导致同样负荷下，蒸汽耗量大，透平效率过低。
表1 连续重整装置的主要控制参数Table 1 Main control parameters of continuous reforming unit项目设计值2008－10－15 2009－09－20 2010－12－10预加氢反应温度/℃ 280/320 285.00 288.00 285.00高分压力/MPa 2.20 2.20 2.20 2.20体积空速/h －1 6.00 5.00 6.88 6.00氢油体积比 100.00 120.00 120.00 121.57重整进料量/t·h －1 125.00 103.00 130.00 135.00一反出/入口温度/℃ 510/398 525/410 528/409二反出/入口温度/℃ 510/446 525/454 528/458三反出/入口温度/℃ 510/466 525/475 528/478四反出/入口温度/℃ 510/482 525/493 528/492总温降/℃ 248.00 269.00 275.00高分压力/MPa 0.25 0.25 0.25 0.25循环机出口压力/MPa 0.55 0.40 0.42 0.45 C+5生成油辛烷值 105.00 103.50 105.00 105.00生成油液体收率，% 88.97 89.62 91.50w(C+5 芳烃)，%73.70 73.50纯氢产率，% 3.72 3.42 3.70催化剂再生催化剂循环速率/kg·h －1 907.00 499.40 771.80 908.00再生烧焦区入口温度/℃ 477.00 477.00 477.00 477.00再生烧焦区峰温/℃ ≯593 538.00 545.00 549.00 w(待生催化剂中碳)，% 3 ～7 3.20 3.77 4.12 w(再生催化剂中碳)，% ＜0.2 0.03 0.03 0.02 w(再生催化剂中氯)，C+5%1.1 ～1.3 1.18 1.13 1.17针对这一问题，采取了以下改进措施:(1)凝汽器的冷却循环水有两路，保持一路循环水线进出水路不变，从装置界区的主循环水路直接引出一条DN500Mm的管线替换原DN300Mm的管线，以提高循环水量，改善冷却效果。
(2)改进两级射汽抽空器的管线配置，提高射汽抽空器的负荷:①射汽抽空器喷射蒸汽入口管线由DN50Mm改为DN80Mm，在同样的蒸汽压力下，抽空器的喷射蒸汽动力得到提高;②一、二级排汽放空管线由DN50Mm扩大为DN80Mm，使放空管线的抽力更大，有利于不凝汽完全排空;③二级射汽抽空器的冷凝水回水管线以前是平直配管，现在改为大于3M的U形弯管，使之起水封作用，保持一定的差压(如果无U形弯管直通凝汽器，将使抽空器一级排汽冷却后，空气又倒回凝汽器，使一级抽空器失去作用，使凝汽器真空度降低;改为U形配管后，能够使真空度提高)。
(3)清洗凝汽器:机组凝汽器为二道制四流程管壳式结构，冷却水走管程，凝汽走壳程，分为两路单独的冷却循环回路，中间有隔板分成左右两管程。
停机后利用高压水进行清洗，除去水垢。
(4)优化蒸汽流程，提高蒸汽压力。
由电厂接一根DN600Mm的新管线至装置界区，使得压缩机入口压力提高至3.6～3.8MPa。
提高透平做工效率，降低蒸汽耗量，延长压缩机使用周期。
(5)为了提高压缩机的效率，严格控制工艺指标，在满足机组安全运行的前提下，严格控制压缩机的返回量，减少机组的“无用功”。
表2为压缩机改造前后的参数对比，可以看出，通过2009年2月的机组改造，效果明显，装置满负荷生产时，机组的真空度从39 kPa增加到约80 kPa，解决了制约装置大负荷生产的重整氢增压机问题。
连续重整装置运行中存在问题分析及改造对策
连续重整装置运行中存在问题分析及改造对策发表时间：2020-09-30T03:25:37.783Z 来源：《新型城镇化》2020年10期作者：章林新[导读] 还原电加热器在长期运行的过程中就会产生大量的积炭，从而导致传热的效果不佳。
中国石化塔河炼化有限责任公司新疆库车 842000摘要：催化重整是石油加工中的重要加工工艺，但是连续重整装置在运行的过程中会出现很多的问题，只有有效的解决了技术难题，才能为装置的运行提供保障。
本文对连续重整装置运行问题及对策进行了分析，旨为装置长周期的运行提供保障。
关键词：连续重整装置；运行问题；改造对策1催化剂再生还原段电加热器频繁跳停的问题及改造对策1.1问题在连续重整装置运行的过程中最容易出现的问题就是还原电加热器的失效。
还原电加热器就是通过氢气作为主要的工艺介质，然后将含氢的气体加热到 510℃从而将催化剂进行还原的过程。
但是在实际操作时，会出现还原电加热器失效的现象，这样就会使催化剂还原效果达不到原本的要求。
造成这样现象的原因主要是含氢气体中氢气的纯度不够高，并且气体中还会含有重烃成分，重烃受热后就会产生积炭，还原电加热器在长期运行的过程中就会产生大量的积炭，从而导致传热的效果不佳。
1.2改造对策为了解决还原电加热器失效的问题，首先应该保证聚液器和增压器的脱液管线流畅，防止还原氢带液的现象出现。
另外还要拆除掉增压器与聚液器脱液管线上的限流孔板，通过人工控制流量，从而避免后路堵塞的现象。
其次在应急操作开展的过程中，还应该提高还原氢的流量，增加还原电加热器的负荷，从而保证催化剂的还原效果。
为了保证再接触罐压力的稳定，还要对重整系统操作压力进行调整。
最后还要加大巡回检查的力度，及时进行脱液。
如果在检查的过程中发现了还原电加热器部件损坏要及时的进行更换，提高电热器使用的寿命。
2催化剂再生系统闭锁料斗的问题及改造对策2.1问题催化剂再生系统闭锁料斗原流程 : 上平衡阀打开时，闭锁区的高压气体先进入分离区，然后再通过泄压管线将压力泄至重整高分。
连续重整装置运行中的问题及应对措施
连续重整装置运行中的问题及应对措施摘要：本文对连续重整装置运行过程中常见问题进行分析，主要包括还原电加热器失效、再生注氯线不畅、预加氢补氢线堵塞、重整进料板式换热器冷侧压降不正常等问题，并提出相应的解决对策及改进措施，希望能对广大炼油厂工作者有所助益。
关键词：连续；重整装置；运行；催化剂所谓连续重整，是移动床反应器连续再生式重整的简称，是一种石油二次加工技术，该技术工艺主要利用铂Pt-铼Re双金属催化剂，在500℃左右的高温条件下将低辛烷值的直馏石脑油、加氢石脑油等进行分子重排与异构，提升芳烃产量与汽油辛烷值【1】。
在连续重整装置中，催化剂会连续依次流过移动床反应器，最后一个反应器流出的待生催化剂含碳量为5%-7%，待生催化剂在重力或是气体的提升作用下进入再生器再生。
待再生催化剂活性恢复后便会返回第一反应器进行反应，从而在整个装置系统中形成闭路循环。
基于工艺角度来看，正因为催化剂能够频繁再生，因此可选择较为苛刻的反应条件，如低反应压力（0.8-0.35MPa）、低氢油比（摩尔比，4-1.5）以及高反应温度（500℃-530℃），从而有利于烷烃芳构化反应，提升液体收率与氢气产率【2】。
然而，在连续重整装置运行中依旧存在一定的问题，文章便针对于此展开分析，并提出具体的应对措施。
一、还原电加热器失效问题及应对措施一般来讲，还原电加热工艺会选用含氢气体作为介质，将含氢气体加热至377℃，从而满足催化剂还原工作的技术要求。
但是从实际运行情况来看，会出现还原电加热失效的情况，导致催化剂的还原效果与使用寿命有所下降，究其原因就在于含氢气体中的氢浓度过低，并且其中还有重烃组分，正因为重烃加热氢解之后会产生积碳，长时间运行之后便会造成电加热器加热管上积碳累积，加热管的传热性能便会逐渐下降，倘若长时间加热运行，便极易导致加热管温度异常升高，从而出现失效或是损坏等问题。
为有效应对还原电加热器失效的问题，结合工作实践应当基于如下几点着手解决：1）应急操作开展前，先降低还原气体的流量，提高还原电加热器负荷，进而保证催化剂还原性能得到良好发挥；2）合理调整再接触系统操作，目的在于保证再接触罐压力保持平稳；3）对增压器聚液器脱液管线后路进行检查，保证其畅通，避免存在还原气带液情况。
连续重整装置过程控制与优化
连续重整装置过程控制与优化摘要:对于我国石油加工行业来说，连续重整装置具有重要的作用，不仅能够提供便宜的氢气，还能生产较好的清洁汽油组分。
但是在该装置的运行过程中，还存在一些问题，严重影响了重置装置的长周期运行情况。
本文主要讨论其过程的控制与生产优化。
关键词：连续重整装置；过程；控制：长周期引言随着我国石化行业规模的不断扩大，连续重整装置的先进管理和控制可以有效提高产量，满足国家降低能耗的设计要求。
与连续重整装置的传统控制技术相比，先进控制技术以其良好的性能优势得到了广泛的应用。
在实际功率范围内提高机组的稳定性能，实现装置经济效益最大化，准确控制生产过程中的数据，利用估算技术科学预算产量，减少石化行业复杂因素对生产中获取准确数据的影响。
1连续重整装置过程控制现状连续重整装置的控制一直在随工艺优化而不断改进。
在先进控制的广泛应用中，石油化工生产控制系统不断改善，连续重整装置在投用先进控制器后，不仅极大改善了装置的平稳性，同时对相关工艺流程的生产起到了促进作用。
因此，先进控制的出现，大大改善了连续重整装置的控制方式，这一控制方法也为许多商业公司带来了发展方向与研究方向，许多自主研发的先进控制算法，商业化先进控制软件应运而生。
先进控制给连续重整装置的控制带来的稳定性改善，平稳性改善，使操作简化，使产品收率大大提升。
2连续重整装置过程控制与优化2.1预处理单元2.1.1温度在进行预加氢反应操作的过程中，反应温度具有重要作用，是该过程的关键参数。
如将反应温度提高，可以加快加氢脱氮的反应速率，但要注意，不能让该温度过高，否则会生成硫醇，这样就会导致脱硫率大幅降低。
因此，在操作过程中，应控制装置，保障预加氢反应温度小于340摄氏度。
2.1.2压力通过氢分压，可以体现出反应压力的影响，而操作压力、原料油的汽化率以及氢油比决定着氢分压。
若压力提高，不仅可以使催化剂上的积炭量减少，也能加速加氢反应，进而更好的去除一些杂质。
连续重整装置运行过程中出现的问题分析及处理
连续重整装置运行过程中出现的问题分析及处理摘要：本文主要总结了天津分公司0.8Mt/a重整运行过程中出现的典型问题以及采处理措施。
分析问题产生的原因，通过技术改造、工艺参数优化和设备更新等方式，解决装置运行过程中出现的原料硅含量超标、加氢反应器压降增高、重整进料换热器堵塞、再生运行不稳定等问题。
通过持续优化调整改造，实现了装置在不断变化生产条件下稳定高效运转。
关键词:重整硅含量压降优化加氢压降重整进料换热器连续再生运行1概况中国石化天津分公司0.8Mt/a连续重整装置于2000年6月建成投产。
采用全馏分石脑油和重石脑油作为原料，重整产品作为下游芳烃联合装置原料。
加氢部分处理能力0.6Mt/a，采用先分馏后加氢工艺设计。
重整部分采用超低压重整技术，设计反应压力0.35Mpa，目前使用石油化工科学研究院研制PS-Ⅶ催化剂。
催化剂再生部分采用UOPCycleMax连续再生工艺，催化剂再生能力681kg/h。
装置投产后一直高负荷连续运行，期间出现了各种问题。
针对出现问题，经过不断优化改造满足了生产条件变化，实现了高效、稳定生产。
2装置出现的问题和解决方案2.1预加氢反应器床层压降异常增加装置从2012年9月开工后至2015年6月，压降由0.01MPa缓慢增至0.05MPa。
随后预加氢压降增长速率突然加快，至2015年10月预加氢压降增长至0.3MPa。
反应器压降过高，预加氢氢烃比无法满足生产要求。
预加氢停工检修96小时，更换部分预加氢催化剂。
检修期间重整装置保持80%负荷运转，对天津公司原料和氢气平衡产生一定影响。
正常情况下，预加氢反应器床层压降增加一般是由于系统内杂质积累、频繁开停工、原料超标等多种因素引起，并且随着装置运行时间延长呈缓慢上升趋势[1]。
系统内常见的杂质主要是铁,原料中超标主要是烯烃特别是二烯烃，铁锈的形成累积及焦块的形成是导致预加氢反应器床层压降增加的常见主要原因。
按照上述常见原因进行了分析，发现本次预加氢压降升高并非属于上述常见情况。
连续重整再生系统运行问题与对策
198舟山石化116万吨/年连续重整装置是中海石油舟山石化四大装置之一。
主要有石脑油加氢分馏、重整反应、催化剂再生、芳烃分馏等部分组成。
催化剂再生部分采用采用的是美国环球油品公司（UOP）CycleMax三代专利技术，再生规模2000Ib/h。
积碳后的催化剂在气力输送下通过“L”阀组以连续的方式送到分离料斗，催化剂在重力的作用下依次通过再生器、氮封罐、闭锁料斗，在还原段还原后，得到再生后的催化剂。
其中闭锁料斗是实现连续催化重整催化剂连续循环和再生的关键，通过催化剂再生控制系统来完成催化剂的提升，并控制催化剂的提升循环速率[1]。
由于连续重整反应在低压、高温条件下进行，失氯和积碳速率较大[2]，催化剂再生系统的连续正常运行是实现整个连续重整装置长周期运行的关键。
1 再生系统频繁触发热停的问题连续重整催化剂再生过程控制系统比较先进，基本可以实现异常状态下自动安全停车。
在既要实现再生催化剂靠重力作用在再生过程中的流动，又要在空气和氢气环境间的切换，主要通过在氢和空气环境间设立氮气泡通过控制合理的差压控制来实现，只有氮封罐压力同时略高于再生器、闭锁料斗才能在满足催化剂流动的情况下隔离空气和氢气环境，否则异常波动就会有安全风险，就需要触发强制停车动作，以保护装置的安全。
2 造成热停的原因分析造成再生热停的触发条件主要为氮封罐与闭锁料斗或氮封罐与再生器的差压小于0.5KPa延时10S触发热停车动作。
再生器压力通过排空气量控制再生器压力与闭锁料斗差压为零，氮封罐通过补氮调节控制氮封罐压力与闭锁料斗和再生器差压为5KPa，在正常情况下再生系统压力的高低有闭锁料斗压力决定。
闭锁料斗器直接排放至重整反应产物空冷前，所以再生系统压力基本和重整高分罐压力相等，同时随高分罐压力波动而波动。
通过分析确定闭锁料斗压力波动于排放气后路压力有关。
主要有两个因素，一是由于公司仅有一套重整装置，产氢大部分送下游馏分油加氢装置，无其它氢气来源，氢源比较单一，整个氢气管网相对比较薄弱，受外界因素影响比较大，重整气液分离罐（V3201）压力波动大。
影响设备长期运转的因素及措施
影响设备长期运转的因素及措施引言在现代工业生产中，各种设备都是生产线上的重要组成部分。
设备的长期运转对于生产效率和质量都起着至关重要的作用。
然而，设备在长期运转过程中可能会受到一些因素的影响，从而导致设备出现故障或运行不稳定。
为了保障设备的正常运转，我们需要了解并采取相应的措施来解决这些影响因素。
本文将探讨几个影响设备长期运转的主要因素，并提出相应的解决措施。
1. 温度和湿度温度和湿度是影响设备长期运转的重要因素。
过高或过低的温度会影响设备的散热性能和电子元件的稳定性。
湿度过高会导致电子元件腐蚀和绝缘性能降低。
解决措施为了保证设备在适宜的温度和湿度条件下运转，我们可以采取以下措施：•设备放置在通风良好且温度适宜的环境中，避免直接阳光照射；•定期清洁设备内部和外部的灰尘和杂物，保证设备的散热通道畅通；•安装适当的湿度控制设备，如加湿器或除湿器，以保持适宜的湿度；•使用防潮、防尘的设备外壳和密封件，提高设备的抗湿性能。
2. 紧张的工作负载长期超负荷的工作负载会导致设备的疲劳和寿命缩短。
设备在超负荷工作状态下，可能会产生过热、电路烧毁等问题，从而影响设备的长期稳定运行。
解决措施为了降低设备的工作负载，保证设备的长期运转稳定性，我们可以采取以下措施：•根据设备的额定工作负载，合理安排生产计划，避免超过设备的承载能力；•定期检查设备的电路和电源，确保其工作在正常范围内；•使用合适的冷却系统，保持设备的温度在正常范围内；•配备合适的备件和维护人员，及时进行设备的维护和保养。
3. 不合适的维护和保养不合适的维护和保养也是影响设备长期运转的重要因素。
设备如果长期没有得到维护和保养，容易积累灰尘、杂物，电子元件易受腐蚀或老化。
解决措施为了保证设备的长期运转和稳定性，我们需要进行合适的维护和保养，可以采取以下措施：•制定设备维护计划，明确维护周期和维护内容；•定期清洁设备内部和外部的灰尘和杂物，检查设备的连接和电路是否正常；•定期更换易损件和老化的电子元件，避免因元件故障导致设备运行不正常；•培训维护人员，提高其对设备维护和保养的专业水平。
连续重整装置运行问题及对策
石油工程化 工 设 计 通 讯Petroleum EngineeringChemical Engineering Design Communications·14·第47卷第1期2021年1月连续重整装置在我国石油加工行业中占有着重要的地位。
它起着三个重要的作用：生产优质清洁汽油组分，生产轻质芳烃，提供廉价氢气。
连续重整装置运行性能状况直接影响到整个原油加工链的效益。
但从现状来看，在连续重整装置运行的过程中，还存在一些亟待解决的问题。
如二甲苯塔分馏效果的问题、重整催化剂粉尘量过多、重整原料杂质含量、预加氢反应器压差高的问题等。
这些问题将直接影响到连续重整装置的稳定长周期运行。
所以，本文仔细分析了问题存在的原因，并提出有针对性的措施。
辽阳石化油化厂1 400 kt/a 连续重整装置以直馏石脑油、加氢石脑油和加氢裂化重石脑油为原料，生产高辛烷值汽油调和组分、C 6～C 7馏分、混合二甲苯，同时副产H 2 和液化气等。
装置由700 kt/a 石脑油加氢部分、1400 kt/a 连续重整部分及3 000磅/h 催化剂连续再生部分以及配套的公用工程部分组成。
本装置的原料为常减压装置来的直馏石脑油和渣油加氢装置来的加氢石脑油，经加氢处理和拔头，与加氢裂化重石脑油混合，作为重整进料。
装置的主要产品是高辛烷值汽油调和组分（C 9～C 10 组分）、C 6～C 7馏分、混合二甲苯、拔头油、戊烷油、含氢气体、液化气、含硫燃料气、燃料气等。
1 二甲苯塔分馏效果的问题1.1 存在的问题及其原因二甲苯塔位于重整分馏部分的末端，进料为C 8+重整油。
该塔塔顶产混合二甲苯作为下游装置原料；塔侧线产C 9~C 10重整汽油；塔底产重芳烃。
当按照装置设计要求，将塔底重芳烃收率控制在目标值时，发现侧线C 9~C 10重整汽油产品不满足质量要求。
经分析发现侧线C 9~C 10重整汽油中C 10+A 超过规定要求，同时有接近2%混合二甲苯组分。
连续重整装置再生系统问题分析及预防解决措施
371 装置简介延安石油化工厂（简称延化）120万t/a连续重整装置于2009年8月投产，以直馏石脑油为原料，经过重整反应，生产高辛烷值汽油调和组分[1]，同时生产少量苯并副产氢气及液化气。
该装置的核心是重整反应和催化剂再生部分，重整反应部分采用美国环球油品公司（UOP） 超低压连续重整工艺，反应器重叠布置；催化剂再生部分采用 UOP 第三代再生工艺“CycleMax”，设计循环量907kg/h。
2 再生系统存在问题分析及解决措施2.1 再生系统循环不畅催化剂循环是再生系统的核心技术[2] 。
经过反应后的重整催化剂在重力作用下，从四反底部流动至待生剂提升L阀组，利用氮气，通过提升管提升至分离料斗。
在分离料斗中除去粉尘及破损催化剂颗粒后，靠重力依次经过催化剂再生器、氮封罐，再经闭锁料斗底部再生剂L阀组，用重整氢气提升至第一反应器顶部还原段。
在还原段将氧化态的催化剂用重整氢气还原至还原态后，再依靠重力下流至第一反应器进行催化重整反应。
催化剂再生系统工艺流程如图1所示。
2.1.1 存在问题连续重整装置再生系统待生、再生催化剂提升均投串级控制，运行过程中出现再生系统循环不畅，待生催化剂提升差压控制器 PDIC-0704 无法正常建立等情况，导致催化剂提升受阻，还原段料位上升，分离料斗料位下降，催化剂再生被迫手动停止循环。
图1 催化剂再生系统工艺流程图2.1.2 原因分析（1）排查再生系统粉尘量。
现场查看粉尘淘析情况，催化剂粉尘颗粒度均在 90% 以上，排除因粉尘淘析不彻底，堵塞管线导致催化剂提升不畅的因素。
（2）排查分离料斗D303 压力。
待生剂提升管的差压变送器PDIC-0704的低压端取压点处于除尘风机出口管线进分离料斗前位置。
分离料斗工艺控制流程见图2。
从日常操作来看，粉尘收集系统每次反吹（时长4min），分离料斗压力会上涨10~20kPa左右，二次提升气与收集器置换气之间的差压PDIC-0703会上涨10~13kPa，分离料斗压力上涨超过30 kPa，待生催化剂一次提升气与分离料斗淘析气之间的差压，即待生剂提升管差压PDIC0704 无法建立，极易造成待生催化剂提升不畅，通过集散控制系统（DCS）查看催化剂再生系连续重整装置再生系统问题分析及预防解决措施王琴 李晓勇 郭燕延长石油（集团）有限责任公司延安石油化工厂 陕西 延安 727406摘要：结合连续重整装置再生系统的运行情况，分析影响再生系统长周期运行的因素，针对再生系统循环不畅、再生注氯泵出口管线堵塞问题，分别进行原因分析并提出相应的预防解决措施。
连续重整装置长周期生产中存在的问题及措施
连续重整装置长周期生产中存在的问题及措施陈国平【摘要】总结了中国石化扬子石油化工有限公司1.39 Mt/a连续重整装置在长周期运行中出现的一系列问题.通过采用低积炭速率催化剂解决了催化剂再生瓶颈:脱硅剂的应用能降低重整原料中的硅含量;先进控制技术大大提高了生产过程操作和控制的稳定性;通过控制反应-再生系统粉尘可减少装置非计划停车;从加热炉烟气余热回收、重整进料换热器碱洗以及脱戊烷塔在线水洗等方面提高设备运行效率;并通过重整反应器高温法兰加装弹性垫圈、第四反应器扇形筒结构改型等技术改造措施解决了生产难题.【期刊名称】《石油炼制与化工》【年(卷),期】2010(041)005【总页数】6页(P19-24)【关键词】连续重整;催化剂;粉尘;效率;技术改造【作者】陈国平【作者单位】中国石化扬子石油化工有限公司芳烃厂,南京,210048【正文语种】中文中国石化扬子石油化工有限公司(以下简称扬子石化)连续重整装置采用UOP的第一代专利技术,属于芳烃型重整.该装置于1990年2月首次开车,1997年进行了扩能改造,改造后装置的处理能力由1.05 Mt/a扩大到1.39 Mt/a,采用进口催化剂.但是,自装置扩能改造以来,一直存在着催化剂积炭高、原料中的硅含量高、加热炉热效率低、重整立式换热器和脱戊烷塔换热和分离效率下降、重整反应器进出口法兰泄漏、重整第四反应器扇形筒失效等问题,也发生过因重整反应器跑剂而引起的非计划停车.如何解决连续重整装置运行中的各种问题,进一步延长装置的运行周期,不断提高长周期稳定运行水平是当前最迫切、最直接、最有效的一项挖潜增效措施. 重整工艺条件直接影响着产品收率的高低,对装置的经济运行具有举足轻重的作用. 1997年装置扩能改造中,反应器和循环氢压缩机没有进行改造,反应的氢油摩尔比降低了30%.装置扩能后,催化剂仍为进口催化剂,由于该催化剂积炭较快,虽然改造时加长了催化剂连续再生装置的烧焦区,但仍达不到预期的提高烧焦能力的效果,催化剂积炭大幅增加,在满负荷运转的情况下,催化剂的初期碳含量超过改造目标最大值114%以上.为了解决扬子石化连续重整装置再生器的瓶颈问题,石油化工科学研究院(RIPP)在铂、锡组元的基础上,通过进一步选择助剂和优化催化剂配方及制备方法,在不降低催化剂比表面积的情况下,实现了高铂型连续重整催化剂的积炭速率降低和芳烃产率的提高,成功地研制开发了PS-Ⅶ型连续重整催化剂,并于2004年8月进行了首次工业应用.结果表明,与原催化剂首次标定结果相比,在原料芳烃潜含量较低的情况下,PS-Ⅶ催化剂的C6+液体收率提高了3.32个百分点,纯氢产率增加了0.61个百分点,芳烃产率增加了1.53个百分点,说明PS-Ⅶ催化剂比原催化剂具有更高的选择性.PS-Ⅶ重整催化剂再生性能良好,具有良好的抗磨损性能、水热稳定性和持氯能力.PS-Ⅶ催化剂积炭速率低,比原催化剂降低27.32%,解决了重整装置扩能后再生能力受限制的问题,使重整装置得以保持长期高负荷运转[1].截止2009年9月,该催化剂已运行1 814天,寿命为47.63 t/kg催化剂,催化剂再生周期242次,催化剂比表面积稳定在160 m2/g左右,积炭速率稳定在49.8 kg/h,二氯乙烷注入量为2.65 kg/h(比运行初期增加了55%),日均粉尘(小于1.2 mm直径的颗粒,下同)4.3 kg,均在控制范围内.扬子石化连续重整装置原料中含4%～5%的乙烯裂解汽油抽余油,该抽余油在生产过程中因使用消泡剂而含有微量甲基硅油,随精制油进入重整反应器,吸附在重整催化剂上,降低了金属铂的分散度(金属分散度已由初期的1.0降至0.42～0.43,原催化剂在末期硅含量420 μg/g的情况下,金属分散度降为0.55),导致重整催化剂硅中毒,使催化剂的酸性功能增强,积炭增加,液体收率下降.为此,2008年4月,在预加氢反应器床层顶部装填了加氢脱硅剂HSP-02共计1.7 t.图1是PS-Ⅶ催化剂上硅含量变化情况.由图1可见,脱硅剂使用后,重整催化剂上硅含量不再增加.2007年重整催化剂硅含量呈下降趋势,其原因是2006年10月和2007年5月再生装置、重整装置分别进行了消缺,共补充了26.3 t新催化剂.图2为随着硅含量的变化液体收率的变化曲线,目前液体收率较初期下降了1个百分点.先进控制可以大大提高生产过程操作和控制的稳定性,改善工业生产过程动态性能,减少关键变量的操作波动幅度,增强生产过程的稳定性和安全性.扬子石化连续重整装置的先进控制技术设计两个大的控制器,第一部分为预处理控制器,下设预分馏塔、预加氢、预加氢脱戊烷塔共三个子控制器;第二部分为重整反应控制器,下设连续重整、脱戊烷塔、脱庚烷塔共三个子控制器.它们之间的联系由软测量、工艺计算与干扰来体现.建立了芳烃收率、焦炭沉积速率和催化剂积炭量等工艺计算模型,并建立装置的全流程模拟.投用以来先进控制系统已取得良好的效果,具体表现在如下几个方面:①提高主要变量的稳定性,使主要过程控制变量的均方差减小30%;②采用机理模型预测芳烃收率和催化剂结焦含量等.优化反应温度,对连续重整反应器第四反应器入口温度进行卡边操作,使芳烃产率提高0.46%;③燃料气压力的波动为整个连续重整装置的主要干扰变量,将燃料气作为干扰变量,克服燃料气压力波动的影响,平稳反应器和塔系的操作,降低装置综合能耗95.72 MJ/t;④完成四个分馏塔的压力补偿温度(PCT)和初馏点(IBP)的工艺计算,将PCT和IBP作为被控变量,克服压力波动对塔操作的影响,在提高塔操作稳定的基础上提高塔的分离效果.2006年9月26日,扬子石化催化剂连续再生装置开始冷停车,按计划对运行1年的再生器约翰逊内网进行清理.检修结束后,系统于2006年10月2日恢复正常白烧.装置运行至2006年10月9日出现了第四反应器底部催化剂下料管堵塞,经处理后仍有4根管不通.2006年10月13日又发生催化剂提升困难,同时发现再生系统淘析出的粉尘量偏大.装置运行至2007年4月21日,再生器床层超温,最高603 ℃,随后出现再生器跑催化剂,停车吊出内网发现,在过渡区有6处比较大的缝隙,修补后于2007年4月27日恢复烧焦.2007年5月1日,因催化剂从第四反应器跑入后续系统,迫使重整反应停车消缺,打开发现第四反应器中心管约翰逊网有两处梭子状张口,最宽处2.5～3.0 mm.经过仔细分析,造成再生器和反应器跑剂的原因是第四反应器原先堵塞的4根下料管中有1根在2007年4月21日突然畅通而引起的.一方面致高碳催化剂带入再生器内,引起超温,使内网过渡区高温变形.另一方面下料管突然畅通后,由于重整第四反应器催化剂的偏流,局部流动加快,使原先脱落的膨胀圈加速运动,在径向的工艺反应气流的作用下,对中心管约翰逊网不断产生挤压,使挤压部位的约翰逊网变形张口,一旦张口尺寸大于重整催化剂的直径,在径向气流的携带下发生了催化剂的跑损现象.进一步分析表明,重整反应-再生系统中粉尘累积是造成第四反应器催化剂下料管堵塞的原因,而系统中粉尘的累计主要有以下几方面原因:①2006年7-9月收集到的粉尘量偏低,每天只有1.8 kg,而正常情况下应在3～4 kg.②本次检修后的开车初期,忽略了淘析气流量的调整,吹扫不出粉尘,即使有粉尘也仅在1.2 kg/d左右,远低于正常量.检查还发现粉尘收集器有1根滤袋破损.低粉尘状态超过了一个再生周期.淘析不掉的粉尘又随待生催化剂进入再生器,这样造成恶性循环.③2006年9月清理再生器内网时,催化剂全部卸入缓冲料斗,而这部分催化剂未卸出过筛,当催化剂循环时,随着缓冲料斗料位的下降,原来附着在罐壁的催化剂粉尘被混入其中.综合以上分析,催化剂粉尘在反应-再生系统的累积,一方面会导致提升困难,另一方面还可能导致反应器下料管堵塞,严重损坏再生器和反应器内件,甚至使反应器停工.因此要十分重视连续重整催化剂运行时产生的粉尘和碎片,要确保催化剂淘析系统的除尘效果,这是保证装置长周期运行的必要条件.扬子石化连续重整装置四合一方箱炉和四台圆筒炉都是20世纪80年代设计的加热炉,热效率较低(81%～85%),排烟温度为280～362 ℃.炉群附近的邻二甲苯塔再沸炉设计于20世纪90年代,情况稍好,排烟温度220 ℃.这9台加热炉烟气混合后,由横烟道一同排入140 m烟囱.重整加热炉由东向西依次排开布置,在烟气进烟囱前,横烟道还穿越重整进料加热炉,跨度很大;而四合一炉燃烧器配风非常困难,布置上可利用的空间非常有限.根据以上情况,该热回收装置采用水热媒热回收技术,充分发挥其烟、风道少,布置灵活的特点.考虑到四合一炉燃烧器配热风困难,热空气仅配给重整圆筒炉.同时考虑到可加热的燃烧空气量比较小,采用部分烟气先加热重整反应炉的锅炉给水,再进入水热媒热回收系统的方案(见图3).2008年5月9日水热媒系统投用,投用后,混合排烟温度降至153.9 ℃,比设计值降了11 ℃,助燃空气温度为154.2 ℃,比设计值提高14 ℃.共回收能量为5.54 MW.经标定,加热炉群的热效率平均为91.15%.扬子石化连续重整装置反应器进出料换热器为管壳式换热器,两台并联使用,其热端温差设计值为66 ℃.随着运行时间的延长,换热效率逐渐下降,截止2004年7月热端温差逐渐上升至87 ℃左右,而且还存在壳程偏流现象.这增加了进料加热炉的负荷,使后冷空冷器和水冷器的负荷不足,导致后续产品分离罐温度升高,循环氢纯度降低,加速催化剂积炭,影响循环氢压缩机的稳定运行,每年夏季反应空冷都要进行脱盐水喷淋. 2004年7月装置大修期间对换热器壳程进行了重芳烃清洗,虽然洗出了一些结垢物,但从实际运行情况看,效果不理想,热端温差同比下降了4 ℃.截止2008年3月,进出料换热器热端温差已达100 ℃.分析认为,进出料换热器壳程存在氯化铵盐的沉积,随着装置长时间运行,使得换热效率下降,同时也使得壳程压降分布不均,形成偏流. 2008年4月装置停车大修,对进出料换热器管壳程用碳酸氢钠溶液进行了碱洗.为降低反应系统水含量,碱洗完后对管壳程进行热氮干燥,碱洗前后数据见表1.由表1可见,碱洗后热端温差下降了22.7 ℃,2008年和2009年夏季,在装置保持满负荷的条件下,反应空冷均未投用喷淋设施.从表1中还可以看出,碱洗1年后,热端温差略有增加.在重整反应条件下形成的NH4Cl不溶于重整油,铵盐沉积于重整脱戊烷塔塔盘后,易造成塔盘、降液管堵塞,使分离效率下降,严重时会导致回流中断,造成液泛.针对重整脱戊烷塔铵盐堵塞的情况,分别于2003年3月(液泛)和2005年6月(液泛)及2006年9月(分离精度下降)进行了三次大规模的在线水洗.水洗期间装置负荷降至60%,脱戊烷塔底温度由220 ℃逐步降温至140～150 ℃,塔压由1.1 MPa降至0.7～0.8 MPa,并将重整油改去罐区.先后在回流和进料注锅炉水,注水量分别为4～5 t/h和10 t/h.当回流罐水包中氯离子含量趋于稳定时水洗结束,水洗时间一般10～11 h.图4为2005年水洗期间脱戊烷塔回流罐水包氯离子变化情况.图4数据表明,水洗后期,氯离子含量基本趋于稳定.水洗期间注入的碱性水对系统未产生腐蚀. 重整反应器进出口法兰曾多次发生介质泄漏、着火事故,造成非计划停车及生产波动.通过采取对法兰螺栓热紧、氮气保护、作卡具、注胶堵漏、作环行夹套、充氮气吹扫等措施,使反应器法兰泄漏着火现象有所缓解,但并未得到根本的解决.分析认为,造成反应器法兰泄漏的原因有两个方面:①在重整反应器高温工况下,由于垫片材料性能的劣化及显著的蠕变松弛特性,引起回弹性能的下降,当密封垫片的回弹量不足于补偿法兰密封面的分离和螺栓的蠕变松弛,就会导致介质的泄漏[2];②在高温管道系统中,法兰还承受由管道系统热变形引起的附加载荷,而重整反应器25个恒(变)力吊架经过多年的运行,已有部分吊架处于或接近死点位置,同时,弹簧的变形量也达不到计算的位移量,使其不能有效补偿反应系统管线的热膨胀,造成反应器进出口法兰频繁泄漏.张育[2]研究结果表明,在螺栓法兰连接系统中引入弹性垫圈,补偿高温工况下垫片、螺栓及法兰的蠕变松弛是提高连接紧密性的有效方法.在2008年装置大修中,对重整反应器进出口法兰连接加装了弹性垫圈,并在不修改管线位置及尺寸的情况下,更换了失效的弹簧吊架,尽可能地利用原有支架位置及连接附件.经过1年多的现场运行表明,对于高温承压设备、负荷频繁波动的螺栓法兰连接采用弹性垫圈,对提高设备的密封可靠性与生产的安全性起了积极作用,从2008年大检修至今,装置负荷、反应温度经历过较大幅度的调整,也经历了外部环境温度和恶劣气候的考验,法兰连接均未出现泄漏现象,表明重整装置反应器接管法兰泄漏问题得到了根本解决.扇形筒是催化重整反应器的关键内件之一,起着均布反应油气和隔离催化剂床层的重要作用.目前工业应用的扇形筒大都是由厚度为1.2 mm钢板冲孔卷制而成,其开孔率较高、长度尺寸较大.因此,其强度和刚度较低,在使用过程中经常出现变形破坏现象.重整反应器内件扇形筒的失效形式主要为内凹变形和底部发生失稳皱折等,尤其是第四反应器的扇形筒因其长度超过了9 m,较其它三个反应器更易发生损坏. 高广胜[3]研究认为,在停车和开车时因催化剂停止流动和开始流动造成的对扇形筒的最大外压分别达到扇形筒极限载荷的4倍和3倍,是扇形筒失效的主要原因.同时还指出,与现有冲孔网面扇形筒相比,新型约翰逊扇形筒的强度得到了较大幅度的提高,其极限载荷提高了将近3倍,从而可以从根本上解决扇形筒由于强度不足引起的失效问题是最为有效的减少扇形筒失效的措施. 2008年3月,装置大修期间对重整第四反应器41根冲孔扇形筒全部更换为约翰逊型.重整进出料立式换热器经过碱洗后虽然能满足生产要求,但从节能降耗的角度考虑,如将其更换为板壳式换热器则更为有利.与管壳式换热器相比,板壳式换热器冷端及热端温差小,回收热量大,压降低(阻力降一般仅为管壳式换热器的1/2～1/3),从而节约装置的操作费用[4].2010年大修期间,本装置将目前的两台管壳式换热器利用原有框架改为板壳式,其设计热端温差为32.3 ℃,管壳程压降为0.083 MPa.重整第四反应器自投用以来已运行近20年,长周期运行后中心管存在以下问题:①中心管垂直度偏差达25 mm(标准小于19 mm),在运行中,中心管因四周受力不均匀很容易倾斜,造成底部法兰出现缝隙催化剂跑损,该中心管先后两次出现过类似故障而造成装置非计划停车;②网面出现损坏,自投用到现在多次出现网隙过大而造成催化剂跑损,网面先后因网隙过大补焊过6次,并且网面有一个明显鼓包.鉴于以上问题,2010年大修时将对第四反应器中心管进行更换,并由两层网改为三层网,即在约翰逊网与内部开孔圆筒之间增加一层冲满长条形孔的冲孔板,防止一旦约翰逊网损坏时避免催化剂从第四反应器中心管流出到后续系统.连续重整装置多年来的运行经验表明,选择具有较好活性、选择性和稳定性的重整催化剂对提高装置的经济效益具有重要意义,尤其是低积炭催化剂的应用,解决了重整装置扩能后再生能力受限制的问题,确保了重整装置长期高负荷运转;为充分发挥重整催化剂的性能必须为其提供良好的使用环境;要十分重视连续重整催化剂运行时产生的粉尘和碎片,这是保证装置长周期运行的必要条件;铵盐的沉积随着装置运行周期的延长日益受到重视.Key Words:continuous regeneration;catalyst;dust;eff i ciency;technical transform【相关文献】[1] 周明秋,陈国平,马爱增.PS-Ⅶ型连续重整催化剂的工业应用[J].石油炼制与化工,2008,39(4):26-29[2] 张育.弹性垫圈力学行为及设计方法研究[D].南京:南京工业大学,2006[3] 高广胜.重整反应器扇形管失效分析与对策研究[D].上海:华东理工大学,2007[4] 盖增旗.催化重整装置操作工[M].北京:中国石化出版社, 2007:105-106AbstractSome problems occurred during the long-term running of a 1.39 Mt/a CCR unit in Yangzi Petrochemical Company were summarized.Countermeasures were applied and these problems were solved, such as using low coke rate catalyst to solve the bottleneck of catalyst regeneration;using desilication adsorbent to reduce the silicon content of feedstock;controlling the catalyst f i nes in reactor-regeneration system to avoidemergency shut down;recovering waste heat from stack gas,alkali-washing heat exchanger and online water-washing depentanizer to enhance equipment running eff i ciency;adopting technology innovation including putting elastic washer on the high-temperature fl ange of reactor and remodeling the scallop structure of the fourth reactor.。
连续重整装置芳烃抽提系统腐蚀原因及对策
性降解物长期沉积和循环腐蚀 。
4 专用缓蚀剂的开发及评价
4. 1 专用缓蚀剂的开发 为了实现全系统设备的保护 ,问题的关键是开 发一种高效专用缓蚀剂 。其特点是能有效抑制环 丁砜在系统中循环使用导致的腐蚀 ,且对工艺过程 无不良影响 。因环丁砜易溶于水 ,故开发的专用缓 蚀剂以水溶性为主 ,以利于环丁砜与缓蚀剂的混 溶 。以已有 DT - Ⅰ配方为基础 ,将其配方按性能 要求进行调整 ,新开发了一种具有较高缓蚀率的专 用缓蚀剂 DI - Ⅱ。经色谱分析得知环丁砜在加入 400μg/ g 缓蚀剂前后 ,其含量及成分基本上没有变 化 ,说明缓蚀剂对环丁砜性质没有不利影响 。 4. 2 DT - Ⅱ的性能评价 实验室条件 :MK - 9300 测量仪 、电加热板 、三 口烧瓶 、碳钢挂片 、烧杯和温度计等 ,加热温度控制 在 170～190 ℃,现场采集环丁砜贫溶剂 。实验分别 就不同注剂量进行缓蚀效果分析 。2000 年 11 月 6 日检测空白贫溶剂 (环丁砜) 腐蚀速率随时间变化 曲线见图 2 。从图 2 可看出检测空白贫溶剂腐蚀 速率约为 100mpy ,即 2. 5mm/ a 左右 。贫溶剂中加 注剂量不同缓蚀剂 ,测出其不同注剂量与缓蚀率效 果见图 3 。从图上可看出注剂为 300μg/ g 时 ,缓蚀 率达 90 %以上 ,效果最佳 。 美国 MK - 9300 便携式腐蚀速率快速测量仪 利用电感阻抗与探头损耗量相关的原理 ,将线性极 化法的快速响应和电阻探针法的广泛适应性相结 合 ,并配有专用软件自动记录腐蚀速率变化曲线 。 4. 3 缓蚀剂注入方案 可在注单乙醇胺 D - 407 罐加注 ,也可加一条 注剂管线及泵 ,注入 C - 408 塔顶挥发线上 ,拟加注
Jinlin Company , China Petrochemical Corporation ( Nanjing , Jiangsu 210037) Abstract The corrosion of the aromatic extraction system of continuous catalytic reformer was that caused by degrada2 tion products. When inhibitor DI - II was injected at a dosage of 300μg/ g , the inhibition rate was over 90 %. For the severe corrosion location , 18 - 8 stainless steel could be selected. Keywords continuous catalytic reformer , aromatic extraction , corrosion , DI - II inhibitor , 18 - 8 steel