中石化洛阳分公司两套不同结构催化裂化装置工艺技术的分析及优化 (1)

中石化洛阳分公司两套不同结构催化裂化装置的工艺技术分析及优化ANALYSISANDOPTIMIZATIONOFTWOSETSOFCATALYTICCRACKINGUNITINSINOPECLUOYANGCOMPANY领域化学工程研究生指导教师企业导师刘静翔刘春江况成承化工学院2012年3月独创性声明本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的研究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得天津大学或其他教育机构的学位或证书而使用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意。学位论文作者签名签字日期年月日学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解天津大学有关保留、使用学位论文的规定。特授权天津大学可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，并采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘。（保密的学位论文在解密后适用本授权说明）学位论文作者签名导师签名签字日期年月日签字日期年月日I中文摘要催化裂化装置（FCCU）在炼油工业中占有举足轻重的地位，是炼油厂中使重油转化为轻质油的核心装置，是生产汽油和重油平衡的关键装置。中国石油化工股份有限公司洛阳分公司（以下简称洛阳分公司）有两套反应再生结构型式不同的催化裂化装置（1FCCU和2FCCU），通过对两套装置的运行数据进行工艺计算和深入地分析，进而提出改进技术方案，并在生产过程中进行应用，可以为洛阳分公司带来可观的经济效益。本文对洛阳分公司两套催化裂化装置的反应再生系统进行了物料平衡、热量平衡、流化工程及压力平衡、反应工程、再生工程等五部分以及基准能耗的工艺计算和技术分析。其中物料平衡侧重于生产装置如何排除误差因素，获得客观合理的物料平衡数据；热量平衡获得催化裂化装置反应与再生热量平衡计算方法，分析影响热平衡的各类因素，得到热平衡的调节方法；流化工程及压力平衡结合催化剂的性质、操作条件和流化工程理论，对反应各部分流化工程进行计算，并利用给出的催化裂化两器部分压力平衡的计算方法对洛阳分公司两套催化裂化装置两器部分压力平衡进行了计算；基准能耗系统分析了催化裂化装置的能耗构成，对能耗进行了工艺计算，分析了影响能耗的各种因素和可以采取的节能措施。通过计算与分析，对洛阳分公司两套催化裂化装置的运行状况建立了全面的认识；通过计算数据的对比分析，找出了两套装置的不同特点和存在的问题，发现由于装置型式的不同，在原料、催化剂和产品方案等条件相同的情况下，两套装置产生了不同的产品分布和产品质量。催化剂再生方面，由于2FCCU再生采用了逆流烧焦技术，催化剂和主风接触分布均匀，催化剂再生效果好；1FCCU受装置条件的限制，再生器内催化剂返混大，再生催化剂定炭高。针对两套装置的不同特点，有针对性地进行了技术改造和整体优化，包括原料结构的优化。提出了1FCCU全部加工加氢精制蜡油，再生方式由不完全再生改为完全再生；2FCCU加工全部闪蒸塔底重油、掺炼加氢精制蜡油，实施烟机发电，适时停运FDFCC工艺等优化措施，并在生产中进行了应用，取得了良好的效果。两套装置发挥了各自优势，总体产品分布改善、技术经济指标提高，从而达到了两套催化裂化装置优化操作、优势互补、发挥最大经济效益的目的。关键词催化裂化反应再生系统工艺计算分析优化IIABSTRACTFLUIDCATALYTICCRACKINGUNITFCCUPLAYSANIMPORTANTROLEINREFININGINDUSTRY,ANDISTHEKEYUNITINTHEPRODUCTIONOFLIGHTOILBYCOMPARINGTHEOPERATIONDATAINTHETWOFCCUS1FCCAND2FCCUINLUOYANGCOMPANY,CHINAPETROCHEMICALCORPORATION,IMPROVEDTECHNICALPLANSWEREPROPOSEDANDAPPLIEDINPRODUCTIONPROCESSTOGAINCONSIDERABLEECONOMYBENEFITMATERIAL,HEATANDPRESSUREBALANCEASWELLASFLUIDIZED,REACTION,RECYCLINGENGINEERINGWEREANALYZEDANDENERGYCONSUMPTIONSTANDARDSWERECALCULATEDINREACTIONREGENERATIONSYSTEMOFTHETWOFCCUSMATERIALBALANCEANALYSISWASAPPLIEDTOREMOVEERRORTOOBTAINRELIABLERESULTSHEATBALANCEANALYSISWASAPPLIEDTOGETADJUSTINGMETHODSFORFACTORSAFFECTINGTHEHEATBALANCEFLUIDIZEDANDPRESSUREBALANCEANALYSISACCOMPANIEDBYCATALYSTPROPERTIESANDOPERATINGCONDITIONWEREAPPLIEDTOCALCULATETHEPRESSUREINTHETWOFCCUSENERGYCONSUMPTIONSTANDARDSWEREAPPLIEDTOOBTAINTHECONSTITUTIONANDINFLUENCINGFACTORSOFENERGYCONSUMPTIONFORTHEPURPOSEOFENERGYSAVINGBYCALCULATINGANDANALYZINGTHEOPERATINGDATAINTHETWODIFFERENTFCCUS,ANOVERALLUNDERSTANDINGOFOPERATIONSTATUSANDEXISTINGPROBLEMSWEREOBTAINEDTHEDIFFERENCEINDISTRIBUTIONANDQUALITYOFTHEPRODUCTSISDUETOTHEDIFFERENCEINDEVICETYPEINTHESAMECONDITIONSOFMATERIAL,CATALYSTANDPRODUCTSCHEMEABETTERDISTRIBUTIONANDREGENERATIONEFFECTOFCATALYSTWASFOUNDIN2FCCU,INWHICHCOUNTERCURRENTCOKEBURNINGTECHNOLOGYWASAPPLIEDWHILE,IN1FCCU,ITCAUSEDBACKMIXINGANDHIGHERCARBONCONTENTACCORDINGTOTHEDIFFERENTPROPERTIESOFTHETWODEVICES,TECHNICALTRANSFORMATIONSANDGLOBALOPTIMIZATIONMETHODSINCLUDINGTHEOPTIMIZATIONOFMATERIALCONSTRUCTIONWEREPROPOSEDFOR1FCCU,ITWASTOTALLYUSEDTOTHEPRODUCTIONOFHYDROFININGWAXOIL,ANDTHEREGENERATIONMODEWASTURNEDTOBETHECOMPLETEREGENERATIONFOR2FCCU,ITWASUSEDTOPRODUCEALLTHEHEAVYOILFROMFLASHTOWER,ANDTOMIXINGREFINEHYDROFININGWAXOILMEANWHILE,THEFDFCCPROCESSWASTIMELYOUTAGEDBYTHEMENTIONEDMEASURESABOVE,IMPROVEDPRODUCTDISTRIBUTIONEFFECTANDINCREASEDECONOMICINDEXOFTHETWOFCCUSWEREOBTAINEDTHEOPTIMIZATIONANDCOMPLEMENTARITYOFTHETWOFCCUSWEREGREATLYHELPFULTOATTAINTHEEXPECTEDECONOMICBENEFITSKEYWORDSCATALYTICCRACKING，REACTIONREGENERATIONSYSTEM，CALCULATIONANDANALYSISPROCESS，OPTIMIZATIONIII目录第一章概述111催化裂化过程及装置简介112中石化洛阳分公司两套催化裂化装置简介313本课题的目的和意义6第二章FCCU工艺计算721装置标定的原始数据7211原油、原料油数据7212油品、气体（干气、液化气）数据922专题计算10221物料计算和分析10222热量平衡计算17223流态化工程计算22224反应工程计算24225再生工程计算26226装置用能计算2723小结31第三章两套催化裂化装置工艺计算结果对比及技术分析3231产品32311产品分布32312产品性质3532操作条件36321主要操作条件36322反应温度36323回炼比37324剂油比37325分馏切割点不同3733催化剂3734装置结构型式对产品分布的影响38341提升管38342喷嘴41343沉降器及大油气线内的热裂化反应41344汽提段41345再生器4235能耗4236小结43411FCCU优化调整44422FCCU优化调整454222FCCU进行掺炼闪蒸塔底油调整52第四章优化调整措施44411产品分布改善45412技术分析45421FDFCC技术改造和FCC阶段的初步生产调整4643优化效果5344小结54第五章结论及建议55参考文献66硕士期间发表论文的情况70致谢71第一章第一章概述概述11催化裂化过程及装置简介1催化裂化是原料油在适宜的操作条件下，借助于催化剂的作用，大分子烃类发生正碳离子反应裂解为小分子烃类，生产高辛烷值汽油、柴油和液化气，提高原油加工深度的最重要的一种重油轻质化工艺过程，是一项重要的炼油工艺。国外催化裂化的研究可以追溯到19世纪90年代2，1936年第一套催化裂化工业装置开始运转3，经历了固定床4、移动床5和流化床催化裂化工业装置的发展，由于流化床催化剂的传质阻力小、装置高度进一步降低，并简化了机械结构，其造价比移动床便宜很多，因而流化催化裂化装置得到了突飞猛进的发展，逐渐取代了移动床催化裂化，KELLOGGBROWNROOTS6、UOP7、EXXONMOBIL8、SHELL9、PETROBRAS10等石油公司纷纷开发了具有独特形式的流化催化裂化装置。我国第一套移动床催化裂化装置于1958年建成投产11。第一套高低并列式流化催化裂化装置于1965年建成投产12。从上世纪70年代初以来，我国又相继开发适应沸石催化剂操作的各种提升管催化裂化装置。在催化剂再生方面，我国已掌握了鼓泡床、湍流床、快速床等三种床型13，完全和不完全燃烧等两种方式13以及单段再生和两段再生13等各种组合形式的再生技术。我国渣油催化裂化技术近年来也得到较快发展，已建成多套常压渣油和掺炼减压渣油的大型渣油催化裂化装置13。十多年来，我国催化裂化技术的发展还体现在满足炼油厂新的产品结构和产品质量需求方面，开发了许多新的催化裂化家族技术。例如以最大量生产丙烯为目的的催化裂解DCC工艺14，15，最大量生产汽油和液化气的MGG工艺12等。又如为了降低催化裂化汽油的烯烃含量，派生了几种独特的催化裂化技术，主要有多产汽油和丙烯的MIP工艺16、多产柴油和液化气的MGD工艺17、灵活多效催化裂化FDFCC工艺18等。催化裂化装置（FCCU）在炼油工业中占有举足轻重的地位，是炼油厂中使重油转化为轻质油的核心装置。在我国，70的商用汽油和30的商用柴油是由催化裂化装置生产的，因此，催化裂化装置在炼油厂具有举足轻重的作用。流化催化裂化自开发至今，虽然经历了60多年，而且也取得了许多重大变革，但其催化裂化技术、催化剂、工艺、设备等方面仍将继续发展。催化裂化装置原料油主要包括减压馏分油（VGO）、常渣（AR）、减渣（VR）（按一定比例掺炼）、脱沥青油（DAO）、焦化馏分油（CGO）以及加氢处理油等；主要产品包括液化气、汽油和柴油等，它们是国民经济生活的重要商品和重要的战略资源。1第一章概述催化裂化装置一般由反应再生系统、主风和烟气能量回收系统、产品分馏系统、吸收稳定系统和产品精制系统等五部分组成。图1为典型的催化裂化装置流程图。图1FCCU流程图反应再生系统是催化裂化装置的核心部分，FCC催化剂在反应再生系统内连续循环，FCC原料经预热后，在提升管反应器底部与再生后的高温催化剂混合，反应油气获得热量后在提升管反应器内发生裂解反应，同时在催化剂上积炭导致催化剂失活。待生催化剂与油气分离后进入再生器内再生，再生过程中，焦炭燃烧释放出大量热量使催化剂温度升高，保持了反应再生系统的热平衡。产品分馏及原料预热系统主要是将反应油气按沸点范围分割为富气、粗汽油、轻柴油、重柴油、回炼油和油浆等馏分。为充分回收反应产物的热量，原料油先与各产品热流换热，再送往反应再生系统。吸收稳定系统的主要作用是对催化分馏塔顶部油气分离器分离的粗汽油和富气进行进一步的加工，目的是分离出干气（C1和C2），回收液化气和汽油。主风和烟气能量回收系统主要作用是一方面通过主风机给再生系统提供主风，另一方面通过烟机、锅炉等回收及利用高温再生烟气的能量。产品精制系统主要作用是稳定汽油脱硫醇、干气脱硫、液化气脱硫等，使出催化裂化装置的产品质量得到提高。2第一章概述12中石化洛阳分公司两套催化裂化装置简介19中国石油化工股份有限公司洛阳分公司（以下简称“洛阳分公司”）于1984年实现炼油装置开工投产，1993年500万吨/年炼油工程通过国家竣工验收，总投资64亿元的洛阳化纤工程于2000年全面建成投产、2003年通过了国家竣工验收，走上了油、化、纤一体化的发展道路。目前，洛阳分公司炼油板块拥有800万吨/年常减压、140万吨/年催化裂化（两套）、140万吨/年延迟焦化、80万吨/年溶剂脱沥青，4万吨/年硫磺回收、70万吨/年连续催化重整、100万吨/年催化柴油加氢精制、60万吨/年航煤加氢精制、260万吨/年柴油加氢、220万吨/年蜡油加氢、4万标立/时制氢、65万吨/年气体分馏等生产装置及配套公用工程和环保设施，生产汽油、柴油、航煤、化工轻油、溶剂油、沥青、石油焦等产品。在洛阳分公司炼油生产流程中，两套催化裂化装置发挥着重要作用，90以上的汽油产自催化裂化装置，也是重油平衡的关键装置。洛阳分公司两套催化裂化装置均由洛阳石化工程公司设计，分别于1984年10月、1997年10月投产，加工重油能力均为140万吨/年，产品均为汽油、柴油、液化石油气（以下简称“液化气”）、干气、油浆等。1FCCU两器结构为高低并列式、内提升管反应器，两器结构简图见图1。再生器催化剂床层为旋转床，采用单器单段不完全再生技术，2011年改为完全再生。2FCCU两器采用同轴式结构、外提升管反应器，两器结构简图见图2。采用单器单段逆流完全再生方式，再生催化剂定碳低于01；2000年改为不完全再生方式，2008年恢复完全再生方式。2008年2FCCU进行FDFCC工艺改造，2011年恢复传统催化裂化工艺。传统催化裂化工艺条件下两套催化裂化装置反应再生系统的主要设备型式特点归纳于表11。表11两套催化裂化装置的主要工艺特点项目1FCCU2FCCU反应器型式再生型式快分型式两器型式沉降器旋分器型式汽提段型式再生器旋分器型式主风分布管型式内提升管反应器单器单段再生VSS高低并列EMTROL型单级8层环型挡板，预汽提两段汽提改进布埃尔型两级树枝状3外提升管反应器单器单段再生粗旋（带升气管）同轴PV型单级10层碟环型挡板，预汽提两段汽提PV型两级树枝状第一章概述FDFCC工艺可以有效降低汽油硫含量和烯烃含量，提高汽油辛烷值，在不增加装置干气和焦炭产率的情况下增加丙烯产率。改造主要包括增设汽油反应器、汽油反应器沉降器、副分馏塔等设备，采用双反应器双沉降器双分馏塔的流程，重油反应器和汽油反应器的反应油气进入各自的分馏塔进行分馏；汽油反应器可以采用比重油反应器更苛刻的操作条件，提高丙烯产率。2FCCU进行FDFCC工艺改造后的三器结构简图见图3。图111FCCU两器结构图4第一章概述图122FCCU两器结构图图13FDFCC反再系统示意图5第一章概述13本课题的目的和意义汽油、柴油等成品油质量升级前后洛阳分公司主要加工中原原油和进口的阿曼原油、卡宾达原油等，采取“短流程、深加工”的生产模式，即减压蒸馏和溶剂脱沥青等装置不开，常压渣油直接作为催化裂化装置原料，两套催化裂化装置原料相同。随着加工西部塔河混合原油，中原原油加工量逐年下降、原油变为以加工进口原油为主等，以及汽油、柴油等成品油质量逐步升级的要求，减压蒸馏和溶剂脱沥青装置相继开工，新建了原油闪蒸、蜡油加氢、焦化等装置，两套催化裂化装置的原料也发生了改变，以加工加氢精制蜡油为主、掺炼闪蒸塔底油。2008年2FCCU进行了FDFCC工艺改造，增上汽油提升管反应器、汽油沉降器、副分馏塔及相关工艺流程等，实现增产丙烯的同时，对汽油进行降硫、降烯烃改质。但由于国汽油质量标准，规定乙醇汽油调合基础油烯烃不大于31（V），鉴于洛阳分公司汽油烯烃现状，于2010年11月停用FDFCC工艺，又改回常规的催化裂化装置。为了使两套催化裂化装置发挥最大的经济效益，需要对两套催化裂化装置工艺、结构进行分析，针对两套催化裂化装置各自不同的特点，对其进行有针对性的技术改造，并且优化两套催化装置进料结构和加工方案，从而达到优化操作，并使两套催化裂化装置在生产加工过程中达到优势互补、发挥最大经济效益的目的。为此，本文采用两套催化裂化装置在原料相同，均为常压渣油；催化剂相同，均为CC20D（V）催化剂；再生方式相同，均为单器单段不完全再生的生产时期的生产操作数据，对两套催化裂化装置进行工艺过程计算和综合技术分析，找出两套催化裂化装置各自的特点和存在的问题，进而提出装置改进、优化的具体技术方案，并在生产过程中进行应用，为洛阳分公司带来可观的经济效益。6第二章FCCU工艺计算第二章FCCU工艺计算20工艺计算是装置技术分析、优化改造等工作的基础，通过对装置全面详实的工艺计算，找出装置各环节的问题和改进方向，使生产操作、设备在相对最佳工况条件下运行，从而提高装置的运行水平和经济技术指标。本章以2FCCU为例进行了工艺计算，并建立了数据分析的方法。原始数据选取2005年4月11日1800至4月13日1800的装置标定数据。21装置标定的原始数据为掌握装置的真实运行状况，对装置的运行水平有个客观的评价，找出装置运行中存在的问题，通常采取对装置标定的方法。标定期间，装置加工负荷、原料油性质、操作条件等保持相对稳定，标定数据通常是装置核算、技术分析的依据。211原油、原料油数据标定期间原油比例为中原原油卡宾达原油阿曼原492825262546，原油、原料油性质见附录一。2111常压渣油（原料油）性质计算通过催化裂化装置原料油特性数据可以说明该原料油的生焦倾向和裂化性能。原料油特性的测定最早用的是一些简单分析方法，诸如馏程、密度、残炭等，目前可以用复杂的现代化手段测定原料的烃类组成、结构参数、元素分析以及微量金属等。馏程是指油品的初馏点到干点的温度范围，对裂化性能有重要影响。一般来说，高沸点的原料裂化反应速度较快，但是沸点高到一定程度后会出现相反的情况。单纯靠馏程来预测原料裂化性能是不够的，因为在同一沸点范围内，不同原料油的化学组成可以相差很大。密度是石油馏分最基本性质之一，在同一沸点范围内，密度越大反映了其组成中烷烃越少，在裂化性能上越趋于具有环烷烃或芳烃的性质。特性因数K常用以划分石油和石油馏分的化学性质，在评价催化裂化原料的质量上被普遍使用，它是由密度和平均沸点计算得到，也可以从计算特性因数的诺谟图求出。特性因数是一种说明催化裂化原料石蜡烃含量的指标。K值高，原料的石蜡烃含量高；K值低，原料的石蜡烃含量低；7第二章FCCU工艺计算但它在芳香烃和环烷烃之间则不能区分开。族组成是决定催化裂化原料性质的一项最本质最基础的数据，进行PONA（烷烃、环烷烃、烯烃和芳香烃）分析。高沸点石油馏分的组成和分子结构很复杂，往往在同一个分子中既有芳香环、环烷环和相当长的烷基侧链，此时，按族组成表示法就很难准确说明它究竟属于哪一类烃，此时用结构族组成表示。所谓结构族组成，就是把石油馏分看作是一个大的“平均分子”，这一“平均分子”是由某些结构单元（例如芳香环、环烷环、烷基侧链等）所组成。一般地，可用“平均分子”上的芳香环和环烷环以及总环数，或者某类型的碳（芳香碳、环烷碳、链烷碳）原子在某一结构单元的百分数来表示。常用符号及其意义见下表21。表21结构族组成表示符号及其意义1320符号意义RARNRTCACNCRCPCTFA每一个平均分子平均的芳香环数每一个平均分子平均的环烷环数每一个平均分子平均的总环数，RTRARN芳香环上的碳原子数占总碳原子数的百分数环烷环上的碳原子数占总碳原子数的百分数包括芳香环和环烷环在内的环上碳原子数占总碳原子数的百分数烷烃碳原子数占总碳原子数的百分数每一个分子中的总碳原子数芳香碳分率（1）结构参数值计算使用三种不同的方法计算FA和结构参数，结果见表22。其中，密度法求FA公式为FA009（MC/D）C115（H/C）077梁法求FA公式为FA1132056（H/C）陈法求FA公式为FA（2CTHT）/（CTF），F取188HH第二章FCCU工艺计算表22常压渣油结构参数计算结果汇总项目密度法20梁法20陈法20FA芳碳原子数NCACTFARANCA2/4RTCTHT/2CTFA/21RNRTRA环烷环原子数NCN4RNCA100FACNNCN/CT100CP100CACN007072770193593401360707346858250124048607225418272812401856690401126442061277216864112622036671（2）常压渣油（原料油）性质分析根据石油大学提供的催化裂化原料油特性因数K（UPC）的计算公式13，KH10（H/C）/（M01236D20），KH75的催化裂化原料油划分为催化裂化加工性能好的第一类，65KH75划分为催化裂化加工性能中等的第二类，KH65划分为催化裂化加工性能差的第三类。结合常压渣油性质，计算得K（UPC）90275，说明该常压渣油中烃类的裂化性能较好；但是，考虑到该常压渣油的残炭含量达75，重金属NI、V含量也偏高，S含量达到了111，因此，该常压渣油不是理想的催化裂化原料。212油品、气体（干气、液化气）数据汽油、柴油主要性质见附录二。干气、液化气主要性质见附录三。从汽油和柴油的数据可知，汽油干点低、诱导期长；烯烃含量3566，高于35的国汽油质量指标，需降低烯烃；硫含量高，需加氢精制；RON辛烷值超过91。柴油95馏出点365、十六烷值偏低、硫含量高，需加氢精制。从干气、液化气的数据可知，干气中H2含量为2799（体）、H2/CH4127，说明装置使用的金属钝化剂能有效地抑制催化剂中镍的脱氢反应。经过气体脱硫装置，干气、液化气中硫含量均能达到质量要求。9第二章FCCU工艺计算22专题计算221物料计算和分析催化裂化装置的物料平衡可以用来衡量装置的运行水平，相同的原料生产出的目的产品越多说明运行水平越高。催化裂化反应部分的物料平衡又是催化裂化装置众多平衡中最为重要的。通过计算与分析，排除误差因素，获得客观合理的物料平衡数据，分析装置的运行水平。200541118004131800对2FCCU进行物料标定。原油、汽油、柴油、油浆和常压装置各物料量根据罐区检尺数据，按石油计量表21，22中标准，经过校正后将检尺数据换算为实际物料量。常压装置损失由经验数据得到。液化气量由进液化气脱硫醇装置中的液化气累积表（经过校正）获得。干气量由装置净化干气进管网累积表（经过校正）再减去非烃组分后获得。焦炭量由烟气主风量平衡计算获得。装置进料量由原油量减去常压装置各物料和损失再加上罐区送入的常压渣油量得到。2211装置粗物料平衡干气体积累积流量表设计条件下干气绝对压力、温度、标准条件下密度分别为07MPA、40、069KG/M3；标定期间实际操作条件下干气绝对压力、温度、标准条件下密度分别为082MPA、45、0914KG/M3。混合干气体积流量校正V实（设P实T设）/（实P设T实）V设11104NM3/HG混（V实实）/100010148T/H混合干气中非烃组分G非（V实/224）（V干气中空气29V干气中CO244）/10003113T/H干气流量为G干G混G非7035T/H根据罐区检尺数据得到的本装置各物料数据和计算的干气流量数据整理得2FCCU粗物料平衡见表23。10第二章FCCU工艺计算表232FCCU粗物料平衡项目20054111800413180048HTH1收率/入方新鲜进料量8722221817110000出方干气液化气汽油柴油油浆焦炭损失合计轻油收率液化气轻油收率337699870032671328860629785895185131872222704205668076013621186510718171387113237463309341102605910000705581872212装置细物料平衡（1）干气、液化细物料计算根据干气、液化气分析数据，先扣除两物流中的非烃组分，即空气和CO2，然后将体积组成换算成质量组成，结果见图21。A2FCCU脱硫前干气组成B2FCCU脱硫前干气组成（扣除非烃组分）11第二章FCCU工艺计算C2FCCU脱硫前液化气组成图212FCCU脱硫前干气及液化气组成（质量分数）干气中夹带非烃组分为干气质量流量干气中非烃组分（空气、二氧化碳）质量分率10148（19981070）3113KG/H干气中夹带C3、C4组分为干气质量流量干气中C3、C4组分质量分率10148（140714031150101025014）1192KG/H液化气中夹带C5组分为液化气质量流量液化气中C5组分质量分率20563209430KG/H根据稳定汽油色谱分析数据，计算稳定汽油中夹带C3、C4组分为稳定汽油质量流量稳定汽油中C3、C4组分质量分率680653822600KG/H干气、液化气两股物流中干气总量干气质量流量干气中非烃组分干气中夹带C3、C4组分10148311311925843KG/H液化气总量液化气质量流量干气中C3、C4组分稳定汽油中C3、C4组分液化气中C5组分205631192260043023925KG/H（2）汽油、柴油、油浆细物料计算先将汽油、柴油、油浆恩氏蒸馏数据按照催化裂化工艺计算和技术分析附录五换算成实沸点蒸馏数据。以汽油、柴油、油浆恩氏蒸馏、实沸点蒸馏数12温度第二章FCCU工艺计算据作图，如图22所示。由图22可知稳定汽油中不含轻柴油馏分。轻柴油馏分中约含180（体）（相当于1609（质）的221汽油组分，约含183（体）相当于1636（质）的360油浆组分。油浆馏分中约含45（体）相当于446（质）的360轻柴油组分。稳定汽油、柴油、油浆细物料为稳定汽油总量（稳定汽油质量流量稳定汽油中C3、C4组分液化气中C5组分）轻柴油中221汽油组分（682842600430）60126160975788KG轻柴油总量轻柴油质量流量（100轻柴油中221汽油组分质量分率轻柴油中360油浆组分质量分率）油浆中360轻柴油组分60126（10016091636）620544640892KG油浆总量油浆质量流量（100油浆中360轻柴油组分质量分率）轻柴油中360油浆组分6205（100446）60126163615765KG汽油馏分恩式蒸馏曲线500400300200100柴油馏分油浆馏分汽油馏分柴油馏分油浆馏分恩式蒸馏曲线恩式蒸馏曲线实沸点蒸馏曲线实沸点蒸馏曲线实沸点蒸馏曲线0020406080100馏分体积比图22稳定汽油、柴油和油浆的恩氏、实沸点蒸馏曲线（3）生焦量计算进入再生器湿空气量VA为VA1P实T设/P设T实05Q表3049NM3/MIN13第二章FCCU工艺计算VAVA1松动点用风3073NM3/MIN烧焦的干空气量为V1（1/（1空气分子湿度）VA3030NM3/MIN总烧焦量为KV13780242CO20313CO018O2/100CO2COO218874KG/HR耗风指标为VA/K98NM3/KG以上计算中未考虑原料中的硫、氮元素，这将会使计算出的焦炭产率偏低而损失偏高，实际生产中原料油中硫、氮含量较高，分别为111和032，因此，需做校正。焦炭产量的修正值KW414KG/H校正后焦炭产量KW19288KG/H其中碳产量CW17288KG/H氢产量HW1269KG/H硫产量SW324KG/H氮产量NW407KG/H（4）反应部分物料平衡即装置细物料平衡根据装置粗物料平衡和上面计算出的各反应产物的真实流率，作出反应部分物料平衡即装置细物料平衡和产率，见表24。表24反应部分物料平衡（焦炭已校正）项目KG/H装置细物料平衡（质）常压渣油H2C2干气C3C4液化气C5221汽油221、360轻柴油油浆焦炭损失合计总转化率单程转化率18171358432392575788408921576519288218181713141000032213174171225086710610121000068826090第二章FCCU工艺计算2213元素平衡（1）氢平衡石油加工尤其是重油加工，概括起来就是由低H/C的重油生产高H/C的轻油这个过程不外乎两种途径，一是脱碳，二是加氢。重油加工过程实质上就是尽可能合理地利用氢的过程。催化裂化过程就是一种重油脱碳过程。焦炭、油浆、柴油均是授氢体，其含氢量低于原料，多余的氢“供给”气体、汽油，它们是受氢体。没有低H/C的焦炭、油浆的生成，就不可能产生高H/C的汽油和液化气。氢平衡可以用于校验物料平衡数据的合理性，研究催化裂化过程的氢平衡，有助于深入研究氢的合理利用。在预测物料平衡时，可有助于校核物料平衡的合理性。在某种程度上也可以作为产品质量衡量的一种方法，例如，初步判断柴油的十六烷值。计算过程见附录四，计算结果见表25。表252FCCU氢平衡项目物料平衡KGH1氢含量/氢平衡氢流量/KGH1氢分布/入方常压渣油1817131001284233319510000出方H2SH2CH4C2H6C2H4H2C2总计C3H8C3H6IC4H10NC4H10981277175013451490584329147775522614963225921002513201114371829143717341734580827700439782704821411125945532971117279061925941025119189116092542229481390112C4H81TC4H82IC4H84380124014371437629411781927107715第二章FCCU工艺计算CC4H82C3C4总计8942392513171437128473751910551615C5221汽油221轻柴油油浆焦炭损失合计7578840892157651928821818171341712250867106101210000139911371015689188612811060274464942160015132894411123233724564200168757201810000表26产品的氢分布项目产品中含氢量/T占总H/产品收率/H收率/产品收率干气液化气汽油柴油油浆焦炭损失12594537519110602744649421600151178491029854216154564200168757201832213174171225086710610121683122610940889078405391500从表26中可以看出产品中馏程低于或等于汽油的馏分（包括损失），它们的H收率/产品收率均大于等于1，其中汽油约为1，即汽油中C/H约为本装置原料的C/H，也就是说在本装置中从C/H来说原料与汽油是对等的。高C/H产物（焦炭和柴油）的H贡献几乎全部用于液化气及更轻的组分。同时柴油在产品中虽然是H的贡献者，但它的C/H还是比较小的，这与该柴油仍有相当好的质量（十六烷值365，碘值4666）是相关的。再看液化气及更轻组分，它们在本装置中几乎是H得益者的全部，而其中干气和损失又占了总H的560。要进一步提高H利用率，关键是减少干气总量和干气中H2含量，这将主要靠减少金属污染影响和热裂化反应来解决。（2）硫平衡从催化裂化装置的硫平衡计算可以了解硫的去向和量的多少，从而对设备防腐和产品质量控制以及环境治理采取有效的措施。根据装置标定的物料数据及硫分析数据，以各物流的流率和硫含量的数据求得各物流中硫元素的质量流率，焦炭的硫含量用Y203X081计算，所得硫16第二章FCCU工艺计算分布数据如图23。图232FCCU产品中硫含量分布从图23中可以看出，2FCCU产品中裂化气体（包括损失）中的硫（主要为H2S）占原料中硫的4710（质）；稳定汽油中的硫占原料中硫的453（质）；轻柴油中的硫占原料中硫的2259（质）；油浆中的硫占原料中硫的454（质）；焦炭中的硫占原料中硫的1960（质）。222热量平衡计算催化裂化反应再生系统的热平衡是三大平衡之一，通过计算、研究热平衡可以得到各种参数变化对反应再生系统的热平衡所产生的影响及相应应该采取的对策。为保证生产的安全和稳定，均需对热平衡进行预测，以采取相应对策，保证合理的操作条件。通过计算热平衡得到反应温度、再生温度、催化剂循环量和进料预热温度之间的优化匹配得到优化的产品分布。通过热平衡计算预测再生条件，保证再生器不发生严重超温并有应急措施，进而保证安全平稳生产。2221热平衡计算（1）再生器热平衡计算计算过程见附录五，计算结果见表27。17第二章FCCU工艺计算表27反应再生系统热量分配再生器反应器反应再生系统项目入方热量MW1847959占总热量10000热量MW723294占总热量10000热量MW1847959占总热量10000出方主风升温热焦炭升温热387046168342094091387046168342094091水蒸气升温热散热再生器外供热量00715437246763460042343660294361251440717330151562386763461633043660给反应净热7232943914油品升温汽化热预提升干气升温热反应热5508910820512224876171131690550891082051222482981044662总计18479591000072329410000184795910000再生器热平衡采用基准温度法Q67509715508910820529436125140149925MW（不考虑脱附热）Q6634143550891082052943612514116828149925MW（考虑脱附热）对每KG原料的反应1817132970233KJ/KG计算结果如表28。18第二章FCCU工艺计算表28反应再生系统热量分配再生器反应器反应再生系统项目入方热量MW2004745占总热量10000热量MW750971占总热量10000热量MW2004745占总热量10000出方烟气升温热53298926595329892659水蒸气升温热散热再生器外供热量00715437246763460042183374294361251439216730151562386763461502813374给反应净热7509713746油品升温汽化热预提升干气升温热反应热5508910820514992573361091996550891082051499252748041748总计200474510000750971100001847959100002222烧焦热量利用率（1）供给反应和外取热的烧焦热量利用率焦炭完全燃烧低热值QC3880MJ/KG焦炭完全燃烧热值38801928874391240MJ/H2074748MW供给反应和外取热的烧焦热量利用率11745969676346/20747486855（2）主风机组焦炭能量利用电机功率P1678KW烟气平均分子量M3057烟气密度3057/2241365KG/NM3带入反应器烟气量38NM3/MIN滑阀通道面积A510CM2；D/D025查图得滑阀通道的流量系数C00625，RC0602则P2CP10602156105PA1007105PAP/P1K03019第二章FCCU工艺计算查图得Y086由公式GEAC0YP1P2P1M/T1Z1/2/182103计算通过双动滑阀阀烟气量为GE32203KG/H393NM3/MIN入烟机烟气量V194245/60250224/6018393108382704NM3/MIN该状态下烟气量为VI1012704273660/2731401013873M3/MIN烟机理论轴功率NE1634PIVIK/K11PE/PIK1/K11143KW烟机输出轴功率NE11143849360KW主风机轴承消耗功率60KW以电能形式回收的热能9360609360/936016783600/1000/19173175MJ/KG烟机焦炭能量利用率2175/3880100450（3）余热锅炉焦炭利用率再生器为不完全再生RCO2/CO162/26623锅炉出入口温度差T1542230308排烟温度与大气温差T223025205焦炭中的碳含量CC9311烟风比B104耗风指标V98烟气平均体积热焓CV143103MJ/NM3/H余热锅炉焦炭利用率33BVCVT13279921751103T2CC/R1092/QC1139焦炭总利用率I84442223反应再生热平衡操作区估算（1）反应需热及烧焦放热反应需热QC进料升温汽化热Q1预提升干气升温热Q2注入蒸汽升温热20进料温度，第二章FCCU工艺计算Q3散热损失Q5反应热Q6Q1199980烧焦放热Q入反应需热QC反应热Q6焦炭升温热Q7注入蒸汽升温热Q8散热损失Q9取热器取热Q10不同情况下的反应需热及烧焦放热计算结果见表29。表29不同情况下的反应需热及烧焦放热进料温度180300反应需热QC/MW771920607873烧焦放热Q入/MW187975191194105CWHW171570491194105CWHW（2）焦炭产率不同情况下的焦炭产率计算结果见表210。表210不同情况下的焦炭产率反应条件完全再生不完全再生完全再生不完全再生进料温度/180180300300平衡焦产率/9681053884961将上述结果标注于图24。300可操作区250200热不足区回炼比013热过剩炭产率，图24热平衡操作区图21第二章FCCU工艺计算从图24中看出，2FCCU反应再生系统有比较大的可操作范围。但由于装置外取热器调节性能比较差，通常只能在最大取热负荷下操作，因此要求的焦炭产率比较高。223流态化工程计算气固流态化技术与催化裂化技术发展有着密切的关系，认识流态化的一般规律，明确各流态化域与反应再生系统生产工艺的各设备之间联系，掌握流化工程的基本计算方法，并对流化容器和催化剂输送线路的操作进行分析，确保反再系统催化和气体按照预定方向稳定流动，各设备之间保持压力平衡。2231催化剂颗粒流化性能参数判断催化剂颗粒种类（1）已知催化剂颗粒密度P1800KG/M3（2）求催化剂颗粒平均直径DP（XI/DPI）16474106M（3）求起始流化速度UMF在不同的流化介质下，分两种情况计算。即，对再生条件G1KG/M3，00368103PAS；对反应油气，G22KG/M3，001103PAS再生条件下，UMF00093DP182（PG）094/（088）（G006）18MM/S反应条件下，UMF00093DP182（PG）094/（088）（G006）54MM/S（4）判断颗粒类型根据上述计算结果，DP6474106M，PG1799KG/M3、17978KG/M3，查GELDART与MOLERUS颗粒分类图20，2FCCU催化剂颗粒为A类。求表观起始鼓泡速度UMB再生条件，UMB11UMF20MM/S；反应条件，UMB11UMF59MM/S求颗粒带出速度UTT、UT再生条件下，UTGDP2（PG）/（18）0099M/SRET（DPUTG）/0175N445RET01374UT/UTT70104N420178UTTUT/0178056M/S反应条件下，UTGDP2（PG）/（18）0365M/SRET（DPUTG）/5199N445RET01525UT/UTT70104N42073922第二章FCCU工艺计算UTTUT/0739049M/S计算流化因子FPFPEXP（0508F45）/（DP0568BP0663）2822232再生器主风分布管压力降的计算由式P（/2G）（Q2/A2）G102计算得主风分布管喷嘴压降为166KPA现场实测两路主风分布管压降分别为1565KPA、1356KPA主风分布管压降、床层藏量和床层直径表达的稳定性临界压降参数FDTP/WS092075床层压降为194KPA主风分布管压降与床层压降的比值D/PPB166/19485660由这两个标准衡量，2FCCU主风分布管压降是合理的，能保证床层气体的均匀分布及床层稳定性。2233再生器旋风分离器的计算（1）旋风分离器压降和灰斗抽力的计算再生器旋风分离器压降和灰斗抽力的计算结果见表211，计算过程见附录六。表211再生器旋风分离器的计算结果项目一级旋分器二级旋分器两级串联KADR/DDC/DNFK1K2K3K45036044305150582211111222830508581604140486058221111134293PSPAPTPA1789252267326042462512623第二章FCCU工艺计算2234沉降器单级旋风分离器的计算沉降器单级旋风分离器的计算结果见表212，计算过程见附录七。表212沉降器单级旋风分离器的计算项目一级旋分器KADR/DDC/DNFK1K2K3K4PS（PA）PT（PA）58160475054206122411864212056621783866224反应工程计算为实现优化操作并保持足够的灵活性，在反应器的有关尺寸和结构已经确定的情况下，通过核算，使催化裂化反应器依据原料的性质和对产品数量、质量的要求，选择适宜的催化剂类型和操作条件。2241提升管预提升段计算（1）提升管预提升段物料平衡、气速以及密度预提升段入口处操作压力沉降器压力粗旋