晁可绳`延迟焦化设计的考虑-1.doc

此文档收集于网络，如有侵权，请联系网站删除延迟焦化装置的设计考虑晁可绳中国石化工程建设公司（北京市 100011）摘要： 随着原油品质日趋恶化，许多炼油厂都选择延迟焦化工艺作为重油深度加工的方法。目前，延迟焦化工艺已在最大馏份油生产、安全、环保、焦炭处理、和设计灵活性方面有了显著改进。本文讨论了对我国延迟焦化装置的设计考虑，如：原料的多样化、产品要求、焦化加热炉的长周期运行、焦炭塔大型化、分馏塔结构、水力除焦、连锁控制、焦化污油和炼厂的油浆利用等。并提出了将来设计的考虑趋势。关键词： 延迟焦化 设计 加热炉 焦炭塔 分馏塔 原料 产品 环境保护 连锁控制 延迟焦化工艺是高脱碳率的轻质化加工手段，具有对原料适应性强、转化率高、工程投资较低、经济效益回报率较高等优点，所以至今仍是全世界广泛采用的主要深加工手段，比较适合于我国当前发展中的经济现状。美国石油时代杂志指出：新一代炼油工艺包括三项内容，即渣油催化裂化、延迟焦化和灵活焦化、渣油加氢。由于延迟焦化工艺过程因为技术成熟、原料适应性强、产品灵活性大、操作可靠性高、投资和操作费用相对较低，在21世纪将得到进一步发展和应用。由于我国加工的原油来源于国内外不同地区，其中进口原油的比例逐年递增，出现加工原油日趋变重、变劣及多样化的态势。作为主要重油改质工艺的延迟焦化正面临着新的课题和挑战。如何针对不同的原料、产品要求和适应市场经济效益变化的形势，设计高适应性的延迟焦化装置？如何设计出在安全、环保、先兆工艺控制、长周期运行、最大液收或轻油收率等方面具有显著特点的延迟焦化装置？以下从不同的角度谈谈延迟焦化工艺设计中应考虑的趋势，以供商榷和参考。1. 对原料多样化的设计考虑由于我国延迟焦化装置原料性质的多样化、多变性以及延迟焦化装置在炼油厂的地位由“垃圾桶”向实现“零液体排放”的“废料加工厂”转变，迫使延迟焦化装置在工艺方案、过程参数控制自动化、机械和设备选型、“三废”处理和利用以及防腐措施等各方面，都应“对症下药”、“量体裁衣”地进行优化设计，以满足装置清洁、安全、高效的市场要求，使装置实现“长、满、优、稳、省”的良好生产。 对不同的焦化原料性质和产品分布的要求，应采用不同的焦化工艺控制流程和操作参数，相应地在机械、设备和加热炉的设计中采用不同的结构和型式，实现选择性优化设计。1.1 不同原料的性质差异原料的特性因数不同，则它的临界分解温度范围也不同，特性因数增大，则临界分解温度降低。实质上反映出成胶体悬浮状相平衡的四组成比例结构不同，而在焦化料流经焦化加热炉和焦炭塔过程中，在给定的循环比下，随着温度和停留时间增加，随着反应中烃分压的变化，导致焦化料的四组成比例结构发生迅速变化，造成固有的和随着操作条件变化而产生的介质稳定因子SF发生变化。根据胶状溶液理论和三相平衡图，用稳定因子SF来描述与介质四组成和康氏残炭的关系式是： SF=A+R/SCR ( 1 ) As=CR+CR2 ( 2 )其中： A芳烃,m% R胶质,m% S饱和烃,m%CR康氏残炭,m% AS沥青质,m%、不同渣油修正系数公式（1）和（2）说明：焦化原料的热稳定性与其四组成的比例结构和残炭值有关，当沥青质和饱和烃（尤其是蜡含量）比例增加，则使介质热稳定性下降，反之当芳烃和胶质比例增加、沥青质和饱和烃比例下降，则使介质热稳定性上升。而反映蜡含量对热稳定性影响的主要指标之一是蜡性因子WF，它主要取决于重油中石蜡环烷烃含量和与芳烃的比例。 WF=（H2103/）-（n/100） （3） 其中： H2氢含量 m%15.6密度 kg/m3 n 500馏份含量 v%WF 12则石蜡环烷烃高，热稳定性低。所以在减粘裂化和焦化加热炉设计前，最好应有原料的四组成及氢含量和 500馏份含量数据。此文档仅供学习与交流 表-1 几种国内外焦化原料油性质名 称沙轻减渣胜利减渣辽河减渣管输减渣辽河稠油塔河常渣大庆减渣中原减渣伊朗减渣科威特减渣苏丹混合油减渣20 g/cm31.00310.96980.97170.96951.00141.01410.92930.94240.99991.01480.9381V100 mm2/s406.5861.7549.9305700.71290106717.5康残 m%18.213.914.014.014.119.88.813.316.218.89.89元素 m%C/H85.0/10.3985.5/11.687.54/11.5585.6/11.186.03/10.7186.77/12.8185.62/10.1285.62/10.4583.97/10.1286.98/12.47S/N3.68/0.351.35/0.850.31/0.600.98/0.610.41/0.663.12/0.16/0.381.13/0.533.22/0.495.05/0.310.08/0.27重金属ppmNi/V16.4/1.4446/2.283/1.538.1/5.051/3.6510/0.1510.3/7.056.2/18227.3/95.314.1/0.9氢碳分子比1.441.621.61.551.4941.771.651.451.43四组成m%饱和烃21.021.429.221.824.326.236.734.523.315.745.95芳香烃54.731.336.431.025.135.633.438.951.255.630.55胶 质18.545.734.446.246.721.629.926.621.122.623.00沥青质5.81.601.063.916.60240）和低温相变部位的防腐问题要特别注意。从生产实践反映来看，当温度高于240OC时，采用Ni-P镀防腐效果不理想。在此强调指出，要防止异种钢材的焊接。 （3）因为塔河油、辽河稠油及苏丹油都很重、粘度也高，并且酸值较高，所以可以采用高稠原油直接进延迟焦化装置的组合工艺流程，但必须考虑相应措施。l 为了使焦化部分进料含盐535）。 表-3 单程和低循环比对蜡油和炉进料油影响项目名称循 环 比0.00.10.20.4产品收率m%富气7.938.228.539.01汽油12.6013.8614.3115.70柴油24.0824.3125.6727.51蜡油28.3426.5522.5317.68焦炭26.5027.0628.9630.10蜡油性质密度d20 g/cm30.96120.95950.95930.9571粘度V100 mm2/s5.974.9074.9033.358康残 m%1.901.280.860.78干点 510484479465炉进料性质密度d20 g/cm31.00000.99940.9963粘度V100 mm2/s273.6191.582.39康残 m%17.115.613.4沥青质 m%5.705.304.10 从表-3可看出： (1) 单程和低循环比下液收高，焦炭收率低反之蜡油收率高，但柴油收率低、汽油和富气收率略低。目前对国内现有装置“应地而宜”地经过少量整改，经降低循环比提高加工量和液收是主要增效措施。 (2) 单程和低循环比下蜡油变重、变稠、康氏残炭达1.90m%，这会影响到下游催化裂化的加工能力。 (3) 低循环比下焦化炉进料油性质变差，特别是康残和沥青质含量提高，必然会影响到焦化炉运行周期，因此最好选用可以进行在线清焦的双面辐射炉炉型，并配以当炉管内介质温升速率达到某一T/值时，分别在前后管段适当部位注入少量不同馏份油的技术。其原理是改变该高T/管段介质的四组成结构，提高稳定性。3.2 优质石油焦和高轻油收率生产 对于具有高芳香性、高密度、低硫、低沥青质的选择性焦化原料生产优质石油焦以及希望高汽柴油收率的焦化设计，应该考虑：3.2.1 大循环比（0.701.0）操作 大循环比（0.701.0）操作，尽量提高焦炭塔进料中芳香性和降低沥青质含量，降低残炭。当要求多产汽柴油时，则应全循环或大循环焦化蜡油馏份，在工艺流程上采用塔内洗涤冷却“自然”循环、结合外循环的路线比较好，这样既可以达到塔内对油气洗涤冷却效果，又可实现对循环量的有效控制和对塔底温度的有效调节，这种流程有利于加热炉的稳定操作。3.2.2 选择性馏份油循环 当要求提高汽柴油中汽油的比例时，除了采用大循环比操作条件外，还要进行选择性馏份油循环，表-4几种焦化原料多产汽油的物料平衡。 表-4 几种焦化原料多产汽油的物料平衡表名称减渣L稠油T原油1、原料性质密度 d20 g/cm30.97191.00140.9678粘度 V20 mm2/s356.4700.7145康残 m%14.914.115.8硫 m%1.210.412.40酸值 mgKOH/g0.387.401.37沥青质 m%2.43.913.872、操作条件炉辐射出口温度495500495500495500循环比0.81.00.81.00.91.03、产品收率 m%富气10.310.610.711.010.210.8汽油18.218.915.015.716.218.6柴油39.541.141.442.931.936.7蜡油3.97.03.97.03.04.0焦炭25.025.525.926.530.531.5 当蜡油馏份大幅度下降，轻油收率均大于50m%。而汽油收率均大于15m%。大循环比操作对于常减压能力不足以及下游缺乏焦化蜡油加工能力的中小炼油厂，是可以考虑的一种生产方案。表-5是用轻烃稀释原料的单程操作。 表-5 用轻烃稀释原料的单程操作名称工况1减渣工况2减渣工况315%轻烃工况420%轻烃工况525%轻烃炉出口温度 OC500500500500500焦炭塔顶压力 MPa0.170.170.170.170.17循环比0.320000产品分布 m %气体9.277.948.469.8510.63汽油13.7511.3412.6212.5014.55柴油32.1830.0835.7542.6843.56蜡油18.1026.9419.9511.547.53焦炭26.7023.7023.2223.4523.73总液收64.0368.3668.3266.7265.64表-5说明：（1）循环比增加，则蜡油收率下降，柴油和焦炭收率增加，汽油和气体收率略有增加。（2）稀释轻烃比例提高，在一般的情况下气体、汽油、柴油收率均有增加，而蜡油收率明显下降，总液收略有下降。不同馏份油循环对经济效益影响见表-6。 表-6 馏份油循环操作效益名称基准工况工况1工况2工况3工况4循环比0.010000馏份油循环量,%010201020馏份实沸点168343168343343427343427产品收率m%34325.1531.8532.8927.1025.60焦炭32.3729.3428.8129.7629.47增值（2.0MT/a）08.19.657.628.60效益104美元/a 从表-6可以看出： (1) 采用自然循环，虽然循环比只有0.01，但相对焦炭收率达32.27m%，液收为58.51m%；而采用馏份油循环时，焦炭收率均不到30m%，液收均在60m%以上。 (2) 随采用的循环油馏程升高，则液收略有下降，从60.81m%,略降为60.45m%；但柴油收率较明显上升，瓦斯油收率下降。 (3) 这种高收率的燃料焦，是影响焦化经济效益的主要因素。 (4) 采用馏份油循环对新建或改造焦化装置均有较大好处，可延长焦化炉运行周期，提高炼油厂经济效益。4. 焦化污油和炼厂油浆利用在国外的焦化设计中，已逐步实现了对焦化污油和炼厂油浆的转化利用，使称为“炼厂垃圾桶”的焦化装置转变为“废料加工厂”实现“零液体排放”。目前，国内像福建炼厂、上海石化、镇海石化、济南炼厂等焦化装置都先后实现了装置污油及炼厂油浆的综合利用。 焦化污油及炼厂油浆能否被良好地利用，必须先解决“废油”中的含水，含焦粉和杂质问题，进而针对不同的“废油”采取不同的技术措施。例如，溢流冷焦水先用一定温度下的隔油罐进行油水分离，然后污水经过滤后入旋流分离器进一步脱油，其冷焦水重复利用；此时产生的污油若含水量1m%的污油或油浆，应先入一定温度下的锥底油罐脱水及沉淀出焦粉等固体杂质，继而去塔底重沸式加热的放空塔，进一步脱水和除去焦粉等固体杂质，然后再在焦炭塔大吹汽前注入焦炭塔底可掺入焦化原料之中。 在此，特别强调的是应该借鉴ABB Lummus CO设计的焦化放空系统流程，充分利用国内现有的焦化放空系统技术，实现以下几点好处： （1）塔顶冷凝水可去切焦水或冷焦水系统回用； (2）回收的污油可去分馏塔回用； （3）轻烃气体可密闭利用； （4）可脱除焦粉，并避免堵塞设备和管线。图-2为ABB Lummus CO焦化放空系统示图焦炭塔放空甩油罐蒸汽过滤器空冷器空冷器放空塔分离罐水去火炬或富气压缩机入口污油系统切焦水/冷焦水系统污油系统分馏塔图-2 ABB Lummus CO焦化放空系统示图5. 焦炭塔大型化考虑5.1 水力除焦设备随着各新设计或改扩的炼油厂能力增加、以及加工原油的逐年变重，结合延迟焦化工艺技术成熟、投资减低、经济效益回报率较高和对原料的适应性高等特点，世界上延迟焦化装置规模不断扩大，例如90年代初美国雪佛龙公司的帕斯卡戈拉炼厂焦化装置加工能力3.10Mt/a，采用“三炉六塔”流程，平均焦炭塔单塔能力为1.0Mt/a；到90年代后期，像美国Premcor公司在德洲阿瑟港炼厂建一套规模4.40Mt/a的焦化装置，采用“三炉六塔”流程，使焦炭塔单塔能力达到1.47Mt/a。我国高桥石化炼油厂改扩建的1.40Mt/a焦化装置采用“一炉二塔”流程，焦炭塔单塔能力达到1.40Mt/a，塔径达8800mm。那么如何来考虑焦炭塔适宜最大直径？是否塔径越大越好？焦炭塔最大塔径的决定取决于高压水泵及水力出焦设备的设计压力和流量，而压力和流量参数的增加受到机械和设备制造能力和成本的制约。反过来水力出焦压力和流量又与焦炭的性质和焦炭塔的直径高度（即焦层高度）有关。例如：上海石化2#炼油的100万吨/年焦化装置高压水泵是从IDP进口，相对于8400mm直径焦炭塔，焦炭高度为17m（切线以上），焦炭VCM是812m%，在采用配套的IDP切焦器下，其高压水泵的正常流量是255m3/n、扬程是2850m，NPSHR是9.1m，效率是71%，N轴是2775KW。由于泵设计转速为3780rpm，所以必须增设齿轮箱增速，以与高压电机匹配。同样，若运用IDP的选用公式和曲线，采用IDP切焦器喷嘴性能曲线，针对7900mm直径焦炭塔，其高压水泵的设计流量为220m3/h，扬程是2150m，N轴是1820KW，这种设计条件下无需增设增速齿轮箱，泵转速为2980rpm即可。从而可明显地降低高压水泵和配套电机的成本，也更适合采用目前89mm的高压胶管和139.7mm的切焦钻杆。若采用8400直径的焦炭塔，即采用设计参数为正常流量255m3/h，扬程2850mm的高压水泵，则应该采用100mm的高压胶管和168mm的切焦钻杆为好，有利于明显地降低泵出口到切焦器之间的沿程阻力降和提高钻杆的刚性。采用上述尺寸大口径胶管和钻杆，其胶管压力降降低48.7%，钻杆压降降低70%。另一应考虑的问题是由于泵转速从3780r、p、m降到2980 rpm，可使泵的NPSHR明显减小，可节省切焦水罐和泵入口管段的工程费用。并且，若采用8800mm直径的焦炭塔，则高压水泵的设计扬程要达到3000m，为之，泵出口管线和阀门等设计压力就要从32MP跳升到42MP等级，从而增加了该部分的工程费用。据调查，现在国内的高压水泵制造厂已可以设计制造正常流量255m3/h、扬程2800mm，泵效率68%参数下，转速2980 rpm的切焦泵，这样可以取消增速齿轮箱，也使NPSHR值从9.1m降到5m左右，并且可缩小润滑油系统的费用和消耗，当然也可提高运行的可靠性。5.2 分馏塔的影响由于焦炭塔的操作是两塔轮流间歇进行，每焦炭塔都必须经历56小时的热油气预热过程，此期间必然会对分馏塔的平稳操作产生影响，要进行必要的回流调整，而这种对分馏塔操作干扰的程度随生产塔数增加则干扰减小。所以从工艺生产角度考虑“二炉四塔”比“一炉二塔”流程对分馏系统操作以及对产品质量的控制更有利。至今得到的资料报道，现在国外设计的大型化焦化装置，均采用“二炉四塔”或“三炉六塔”，焦炭塔单塔能力在1.45Mt/a上下（相当于国内循环比0.35时1.20Mt/a左右），塔径一般在8000mm8800mm范围。总之，关于焦炭塔设备设计的最大尺寸问题，应在可行设计阶段作综合的多方面技术和经济评估为好。对于改扩建的焦化装置，若要求焦炭塔改扩的能力是增加原能力的1/31/2，则焦炭塔可以只增加一个，使“一炉二塔”改为“一炉三塔”流程。从而节省占地和工程投资。6. 焦化加热炉设计考虑6.1 优化焦化加热炉的要求 良好的焦化加热炉设计是能否实现焦化装置“长、满、优、稳、省”生产的关键。设计工程师必须针对特定的焦化原料和循环油特性、提供的燃料性质，工艺要求的所需热负荷和炉热效率，以及加热炉进料和燃料系统的联锁控制水平等来选择炉型、然后采用专用计算机软件对焦化炉进行全面模拟计算，得出火焰温度、管壁热强度、管内介质从入口到出口的温度、压力、汽化率、停留时间、流速、管内膜温度等数据表，并绘出相应曲线，也可预测不同管段管内结焦厚度。进而通过调整炉膛尺寸，炉管规格和布置尺寸、燃烧器型号、数量和布置、燃烧器与炉管间尺寸及注汽点位置等算出不同方案，然后对比优选出最优设计方案。使焦化炉设计满足下述要求：l 较高辐射热强度和短停留时间（427+40S）l 中、小型能量低NO火嘴及扁长形炉膛尺寸。l 较高冷油流速（1.832m/s）l 对辐射管有良好热分布，炉管热强度周向不均匀系数小。l 燃烧室热分布应有良好地控制。l 正确的辐射段入口温度和适宜的炉膛体积热强度。l 稳定的升温梯度。l 采用多点注汽。 对于特定的加热炉进料、影响炉管内结焦速率的关键因素是管内最高油膜温度、介质在管内停留时间（尤其是427以上油品停留时间40S）。管内油膜温度越低、油品在管内停留时间越短，则炉管内结焦可能性越小。然而当根据质量流速及冷油流速确定炉管规格，根据火焰燃烧特性确定管程数和注汽量确定之后，降低管内最高油膜温度和缩短油品在管内停留时间是相互矛盾的。为之必需经过计算、调整得出最优化的加热炉结构尺寸以及炉管规格、燃烧器布置和相互间布置等尺寸。6.2 加热炉辐射室的计算Conoco公司开发了一套计算加热炉工艺条件的计算机软件，结合工业化经验，该软件已运用于加热炉设计和复核。该软件包含：（1） 管侧模拟l 确定温度和压力分布l 确定油的停留时间l 确定相对焦化因数l 计算平均热强度和加热炉负荷（2） 确定优化的加热炉设计（3） 确定操作变化的影响表-7是焦化加热炉辐射管平均强度及管内质量流速范围。表-7 焦化加热炉辐射管平均强度及管内质量流速范围炉 型平均热强度w/m2质量流速kg/m2.s单面辐射炉280003100012001800双面辐射炉420004650012001800在设计确定炉型之后，按表-7选取合适的平均热强度和管内质量流速。然后依据热负荷确定辐射管规格及排管面积，在根据选取的适宜炉膛体积热强度确定炉膛尺寸。计算公式为： （4） （5） 上式中：qR辐射管平均热强度 W/m2 QR辐射室热负荷 MW AR辐射管面积 m2 GR辐射管内介质质量流速 kg/m2.s WR辐射室管内工艺介质流量 kg/s Di辐射管内径 NR辐射室管程数辐射室热负荷决定于管内各介质的性质、流量、出入口温度和压力，以及工艺介质流经辐射管后的反应转化率，因为反应热计算与转化率有关。 （6） （7） 上式中：GR辐射室管内工艺介质流量 kg/h 辐射室工艺介质转化率 m% C介质反应热常数 4.187kJ/kg B常数 SF稳定因子从上式可见焦化的热反应转化率与介质的稳定因子有关，即与介质族组成有关。6.3 炉进料和燃烧系统联锁控制 燃烧器的类型和性能对焦化炉操作好坏有着极重要的影响，要求沿炉管长度和高度方向的管壁热强度分布和烟气温度有良好均匀性，因此采用具有一定稳定火焰高度的扁平火焰火嘴较好。由于环保要求对烟气中氧化氮含量的限制也更严格，所以应采用低氧化氮燃烧器。 上海石化1.0Mt/a焦化双面辐射炉的燃烧系统采用空气燃料气比例调节技术，可最大程度地降低过剩空气系数，达到高热效率、低耗燃料的目的。另外，该炉设计自动快开风门和相应的报警联锁设置。在鼓风机、引风机及余热回收设备出现故障时，可自动打开快速风门及烟道挡板，焦化炉可实现自然通风操作而不影响炉子正常运行。 加热炉进料每一路入口设流量指示和遥控阀，保证在任何时间每一路有流量，其值大于低低ESD值。当流量降到低值时报警，若进一步降到低低值时，ESD逻辑信号连入BMS逻辑中，执行BMS逻辑程序，自动切断主火嘴燃料和进料泵，并吹入蒸汽保护炉管。6.4 在线清焦和多点注汽 尽管增加注汽（或水）对提高流速、缩速停留时间有明显作用，并且可提高管内已生焦炭的脱垢速率，但会增加炉热负荷和管内压降，加剧管内油膜组成结焦倾向。所以国外焦化炉设计的注汽或注水量比国内低，甚至在正常设计流量时不考虑注汽。采用多点注汽有利于降低炉入口压力和降低注入蒸汽总量。 在线清焦（on-1ine spalling）就是在不停加热炉工况下对多管程加热炉中的某一列管程进行通蒸汽（或水）清焦，通过改变蒸汽量和管壁表面温度使焦炭剥离并带走，达到清焦目的。 在线清技术特别适用加工高沥青质、高残炭的低热稳定性重质稠油以及消除扩能瓶颈的低循环比工况操作条件下运行的加热炉。采用在线清焦技术可延长加热炉连续运行时间、缩短停炉烧焦次数及停工检修次数。 根据FW设计的Lyondell Citgo炼厂焦化介绍，在线清焦效果是：l 炉管表面温度降低51.7，上海石化1.0Mt/a焦化炉经过在线清焦后，辐射管表面温度平均下均53左右。l 炉管压降基本回复到开工时压降。l 清焦后可节省燃料约1015%。l 单炉可连续运行三年（即二年以上才用蒸汽和空气烧焦一次）。 目前国内掌握焦化炉在线清焦技巧的上海石化2#炼油的工程技术人员，通过生产实践，在原先的操作步骤和方法上又有了新的改进，使在线清焦技巧得到进一步完善。6.5 管径和管间距考虑 在ABB Lummus 为广石化减粘炉设计及FW在Lyondll Citgo炼厂焦化炉设计中均采用了比表面（炉管表面积/炉管容积）概念，用小管径代替大管径则比表面积提高，即在同样所需热负荷相同停留时间下，小口径管获得更多的传热表面积，使炉管平均热强度降低，管内传热系数增加，相应地管内油膜温度降低。第二、管径变小提高了管内介质流速，使焦垢脱离速度提高，第三、管径变小后（如从127mm改小为114mm）虽然管程数相应增加，但反应停留时间降低，有利于缓和炉管内结焦。 凯洛格公司设计比表面值一般62.3m2/m3。国外焦化炉一般选114（911）mm的Cr9Mo炉管，当具有可进行在线清焦操作时，管径不宜太小，并且应选用Cr9Mo管材。 表-8为管心距对辐射管平均热强度影响表。在一样燃烧热强度下，管心距由2d增加到4d，管背火焰部分吸热量可增加2倍左右，辐射管热强度增加约37%。最高热强度（qmax）与平均热强度（qave）之比由1.79降到1.3。这说明因为双面辐射炉管内油膜和管壁温度均比单面辐射低，停留时间也短，压降低和高流速，对加工不稳定和高结垢原料和对高苛刻度焦化工况设计采用双面辐射炉结构是优越的。 表-8 管心距对辐射热强度影响名 称ABC管心距2d3d4d燃烧热强度kcal/hm2675006750067500辐射管平均热强度kcal/hm2245703024033480qmax/qave1.791.4851.307. 分馏塔结构 当前分馏塔设计中主要有待改进的是洗涤换热段采用怎样结构来达到对焦化油气中焦粉的有效洗涤和需要的换热量，以及蜡油集油箱以下采用怎样结构来保证蜡油质量和塔底温度稳定这二个问题的考虑对于在超低循环比工况下操作显得更加重要。 据F.W 设计的超低循环比焦化馏塔下段结构为：采用一个敞开式的洗涤喷淋室，位于喷淋室下面的接触区采用若干排鸭嘴形“热屏蔽”档板，以防止因液体流速太小而引起在塔盘上结焦。冲洗量最小液流强度不小于2.43.5m3/m2h。另一种结构为双泡帽和鸭嘴板（或棚形板）的组合形式。为了保证去加氢裂化蜡油的质量，应该在洗涤换热段上增设一块重蜡油抽出板，切割出蜡油馏份中重的一部分，为此应增加相应的分馏板和回流。为了使分馏塔的下段适应于自然循环比从0.050.75之间变化的操作，结合工艺流程的灵活性，其塔下段的内部结构也需作相应的调整。图-3是超低循环比设计焦化分馏塔下段。若要实现自然循环比从0.050.75之间变化的工况，必须在图3流程基础上作相应的改进，这涉及到工艺流程和分馏塔的整改。图-3 超低循环比设计焦化分馏塔下段8. 延迟焦化设计考虑趋势今后焦化设计面临的挑战与希望之处归纳为：8.1 高酸值高稠原油焦化 针对高稠原油如像辽河稠油，塔河原油及苏丹炼厂原油等，应考虑用延迟焦化匹配原油予处理的联合工艺，作为轻质化加工手段，如前如述，高稠原油可稀释换热电脱盐胜水加热闪馏或初馏焦化。在这系统中，若原料酸值较高，则要考虑280380温度段介质中环烷酸腐蚀问题。对于环烷酸腐蚀问题，一则在设计时工艺上要考虑尽量缩小它的腐蚀范围，二则在选材上要认真慎重对待以节省投资。8.2 不同原料和要求的方案考虑 在作工艺设计方案时，应根据下述四种不同的要求，进行最佳方案选择：第一种为了消除现装置“瓶颈”，少投入多产出，提高加工能力或液收，此时应采用超底循环比设计方案，重点在于加热炉、分馏塔下段和换热流程三部分的改造。如怎样调整加热炉对流段与辐射段取热负荷的分配，怎样解决分馏塔闪蒸段和换热区的高温结焦和焦粉夹带问题等。应根据原料性质和焦化蜡油下游加工工艺的加工能力，来调整循环比和决定是否出重蜡油。第二种是缺乏原油加工能力和下游焦化蜡油加工装置，又要求尽可能多产汽、柴油、甚至想多产汽油的炼油厂，应采用大循环比或全循环的设计，应考虑分馏塔自然循环和选择外循环相结合的工艺流程。在此，要强调的是为了多产柴汽油馏分，应采用选择性瓦斯油循环路线，采用“低压、高温”操作条件。第三种对于高沥青、高残炭、高含硫重质原料，为了减少高硫燃料级焦炭收率，但又考虑避免产生弹丸焦，此时要认真地选择循环比、压力和混对高芳烃物料。此时选择具有可在线清焦特点的双面辐射炉炉型与相匹配的工艺流程为好，可考虑采用适宜循环比下的选择性瓦斯油循环，并适当提高压力和降低温度。由于生焦率较高、焦炭塔的设计在塔径气速小于最大允许线速的条件下要考虑到每一生焦周期焦炭的体积，从而决定焦炭塔的尺寸。第四种是对于高芳烃、低沥青质、低硫优质原料、生产优质焦或针状焦的情况应选择大循环比或全循环比操作，此时重点在于焦化加热炉和余热回收设施，分馏塔、焦炭塔和水力出焦设备设计以及加热炉出口温度变温与分馏塔变自然循环量相互之间达到连续物料和热量平衡的工艺自控流程（PID）和工艺原则流程（PFD）设计。要实现计算机模拟的变量程序控制，按设定逻辑过程进行自动操作。8.3 实现APC优化操作和安全联锁控制由于焦炭塔必需成对配置（当然“一炉三塔也可以）间歇操作，对于“一炉二塔”流程下的大型焦炭塔操作，在计划的时间里由生产塔油气予热空塔到320以上，期间对分馏塔的平稳操作带来较大麻烦，为了保证达到汽油作为乙烯料、重整料和瓦斯油作为加氢裂化料的质量指标，应该设计焦炭塔操作与分馏塔操作之间由DCS实现连续优化控制，至今在焦化装置仍无实现APC优化操作。8.4 采用Opticoking技术分馏塔ABPTPTPPRCP1P1转换放空塔焦炭塔加热炉甩油罐图-4 Opticoking压力控制系统除了如前所述，加热炉部分的进料系统，燃烧系统及余热回收系统要实现BMS和ESD的报警，自动联锁设计外，应设计在焦炭塔顶压力控制下注入瓦斯油或石脑油的优化焦化控制（Qpticoking Technology），实现切换四通阀和暖塔期间阻尼压力波动，避免发泡、冲塔现象，改进焦炭塔操作平稳性和可靠性，从而延长装置运转周期。其优点是：增加焦化进料量、提高液收、降低焦炭产率、降低消泡剂用量节省费用、稳定操作。图-4为优化焦化压力控制示意流程。8.5 清洁化生产如何使延迟焦化装置实现“环境友好、极大地减少排放物、实现生产清洁化”是一个长期来棘手的难题。特别对于加工进口含硫原油的炼厂，更面临提高技术水平、改变环境污染的难题。现延迟焦化装置的主要污染源在加热炉排放烟气、冷焦水和切焦水处理及石油焦的贮存、装车和运输。焦化加热炉最好采用气体燃料，其H2S含量15PPm，燃烧器应采用低NOX火嘴。如像上海石化100万吨/年焦化加热炉采用的低NOx扁平焰火嘴（PSFFR-10分级燃气火嘴）NOx保证值为240mg/Nm3。冷焦水处理应用隔油罐来代替污染严重的隔油池来进行一级油