1前言
随着石油产品消费结构的变化和原油重质化趋势的日益明显，加氢裂化装置作为重油深度加工的清洁生产工艺越来越受到重视。加氢裂化具有原料范围宽、操作方案灵活，液体产品收率高，质量好等特点，对改善炼厂的产品质量，改变产品结构，提高全厂经济效益，具有十分重要的作用。高桥分公司140×104t/a 加氢裂化装置于2004年8月10日建成，10月22日投产，2007年10月增加循环氢脱硫系统，适应了加工高硫原料的需要。本文对高桥分公司加氢裂化装置循环氢控制进行分析探讨。 2装置概况
高桥分公司加氢裂化装置设计规模为140×
104t/a ，采用双剂串联一次通过的加氢裂化工艺。反应部分采用国内成熟的炉前混氢方案，热高分流程。装置原料为来自3号蒸馏装置的减压二线、三线、四线和五线蜡油，处理原料硫含量在2.0％左右。氢气为纯度99.9％的制氢氢及纯度为93％的重整氢。装置采用中油型生产方案，最大限度生产中间馏分油。反应部分工艺流程如图1所示。 3循环氢对装置的影响
根据道尔顿分压定律，氢分压等于反应器入口总压乘以氢气在气相中的摩尔分率。反应过程中氢
分压高，在热力学上对精制和裂化反应都是有利的。维持较高的氢分压是通过采用大量的氢气循环来实现的。循环氢浓度的高低，直接影响到装置的反应深度。因此，氢分压的高低对于加氢裂化反应起着十分重要的作用[1]。提高氢分压，可以促进加氢裂化反应的进行，提高裂化反应深度，影响产品质量及分布，同时可以抑制焦炭的生成，从而减少催化剂失活，延长装置运转周期。
循环氢纯度直接影响装置氢分压的高低。循环氢纯度与反应器入口氢分压的提高几乎成线性关系。因此，循环氢纯度对装置的影响基本上与系统氢分压对装置的影响相同。目前，高桥加氢裂化装置循环氢纯度基本控制在85％～93％，H 2S 含量为
500～4500mg/m 3，具体数据见表1。3.1循环氢对催化剂的影响
加氢精制催化主要选择脱硫活性高的、以Ni-
Mo 为主要成分的FF-26催化剂，裂化催化剂采用抗氮能力高的W-Mo 系列3976催化剂，其物性数据见表2。
140×104t/a 加氢裂化装置循环氢控制分析
任鹏军，金达，朱先升
(中国石化上海高桥分公司，上海200137)
摘要
对高桥石化140×104t/a 加氢裂化装置循环氢的操作和控制操作情况进行探讨。控制合理的氢油比，可以有效确保装置催化剂的长周期运行；合理的压力控制区间，能够在确保目的产品收率的前提下降低装置能耗；在一定压力范围内，裂化反应深度将增加，转化率得到提高，轻组分收率相应增加。但随着压力的上升，这种趋势趋于平缓。在以上分析的基础上，探讨了装置提高循环氢纯度的方法，确认新氢的使用、冷高分和热高分的温度控制，以及循环氢脱硫塔的操作，是影响循环氢纯度的关键因素。使用氢气纯度较高的制氢氢气，对提高循环氢纯度是有利的。高压分离器温度高，对减少氢损耗有利，温度低，对提高循环氢浓度及降低能耗是有利的。当加氢裂化装置加工的原料油硫含量在1.5%以上时，一般都增设循环氢脱硫设施，这样可保证循环氢纯度。列举了目前装置在循环氢运行中存在的主要问题，为石化行业同类装置的平稳操作提供帮助。
关键词
加氢裂化催化剂控制循环氢氢分压能耗
作者简介：任鹏军，工程师，2006年毕业于中国石油大学(北京)化学工程与工艺专业，目前主要从事加氢裂化装置生产管理工作。
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SINO-GLOBAL ENERGY ·79·
第9期
表2加氢裂化催化剂设计物性数据
项目
FF-26催化剂3976催化剂MoO 3，%22.0～26.0NiO ，% 3.7～4.3 5.0～6.6P ，%0.70～1.60Al 2O 3，%余量
余量
WO 3，%22.0～27.0SiO 2，%26.0～31.0Na 2O ，%<0.20
形状三叶草条
圆柱条
颗粒直径/mm 1.1～1.3 1.5～1.7平均长度/mm 3～153～8粒度分布，%>85(3～8mm)>80堆积密度/(g ·cm -3)0.95～1.050.83～0.93磨耗，%(质量分数)≤1.5<1.5烧减，%(质量分数)
多媒体教学讲台≤2.0
<2.0
采样时间
H 2，%C 1，%C 2，%C 3，%C 4，%C 5，%H 2S 含量/(mg ·m -3)
2011-03-2693.00 4.210.930.53 1.010.3214002011-02-0888.00 5.48 1.51 1.15 2.970.8945002010-10-0385.009.03 2.27 1.1 2.070.535002010-09-0592.00 4.80 1.350.620.980.2525002010-08-2989.00 6.60 1.440.89 1.710.3625002010-07-2292.00 4.55 1.12 1.00 1.080.2520002010-06-1588.017.32 1.740.94 1.630.3640002010-05-0187.017.52 2.07 1.15 1.840.4130002010-04-1590.017.10 1.70.480.560.1530002010-03-0888.00 6.63 1.590.98 2.230.5740002010-02-0192.00 4.14 1.23 1.14 1.220.2727002010-01-18
83.99
6.71
2.02
0.44
2.41
4.43
2000
表1加氢裂化装置循环氢纯度分析
根据催化剂的性能，装置氢油比控制在大于
900m 3/m 3(标准)。原料中胶质、沥青质和其他多环芳烃存在于高沸点原料中，高温下有着很强的结焦效应，容易堵塞催化剂孔径，降低催化剂的比表面积，从而影响催化功能的发挥，使得催化剂失活，缩短催化剂的使用寿命。循环氢作为混氢使用，提高循环氢量有利于使物料均匀分布在催化剂上。在反应总压一定情况下，循环氢浓度的增加，有利于催化剂的长周期运行。反应中保持较高的循环量可以带走反应热，以防过度裂化。提高循环氢纯度，可以明显降低催化剂发生高温结焦的可能，同时有利于烯烃和芳烃的加氢饱和。2010年12月5～17日，对
FF-26和3976催化剂进行器外再生，再生前后催化剂物性分析见表3。
由表3可以看出，经过一个周期的运行，FF-26
低分气
低分油
含硫污水低分气
C-3101
D-3110
D-3104
D-3103
A-3101
K-3102P-3102
R-3102
R-3101M
K-3101D-3109
F-3101
P-3101
原料油
新氢
图1高桥140×104t/a 加氢裂化装置反应部分工艺流程图
P-3102—反应进料泵；K-3101—新氢压缩机；K-3102—循环压缩机；F-3101—反应进料炉；R-3101—精制反应器；
R-3102—裂化反应器；D-3103—热高分；D-3104—热低分；D-3110—热低分闪蒸罐；D-3109—注水罐；
A-3101—高压空冷；C-3101—循环氢脱硫塔；P-3101—反应升压泵
2011年第16卷
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SINO-GLOBAL ENERGY
3.2对反应的影响
加氢裂化装置油品的反应方向和深度，取决于烃的组成、催化剂性能以及操作条件等因素，主要发生的反应类型包括裂化、异构化、环化、芳烃反应和脱硫、脱氮、脱氧以及脱金属等。加氢裂化反应总体是向体积减少的方向进行，提高反应压力将有利于加氢及裂化反应的进行。反应压力的影响是通过氢分压来体现的，系统中氢分压决定于操作压力、氢油比、循环氢纯度以及原料的气化率。含硫化合物加氢脱硫和烯烃加氢饱和的反应速度较快，在压力不高时就会有较高的转化率；而含氮化合物的加氢脱氮反应速度较低，需要提高反应压力和降低空速(即延长反应时间)，来保证一定的脱氮率。对受热力学平衡限制的芳烃加氢反应，压力的影响尤为明显。提高反应压力不仅能提高转化率，而且能提高反应速度。因此，通过装置操作优化，提高循环氢纯度，无疑将会提高加氢裂化反应的速度及转化率。氢分压对加氢反应脱硫(HDS)、脱氮(HDN)的影响如图2所示。
由图2可以看出，当氢分压大于12.0MPa 以上时，压力增加的作用明显趋于平缓。装置近期氢分压和精制油操作数据见表4。
因此，装置控制系统压力为13.0～15.5MPa ，目前偏下限控制在13.2MPa ，在循环氢浓度大于85％的前提下，装置能够确保足够的氢分压。
3.3对产品的影响
循环氢浓度影响着氢分压，进而影响着裂化反应深度，且势必对加氢裂化的产品分布及产量产生一定的影响。随着循环氢浓度的提高，在其他条件相对不变情况下，在一定压力范围内，裂化反应深度将增加，转化率得到提高，轻组分收率相应增加；但随着压力的上升，这种趋势趋于平缓，主要产品质量对比见表5。
①对柴油十六烷值的影响：随着氢分压的增加，柴油十六烷值将增加，柴油质量得到提高。氢分压高于12.0MPa ，对十六烷值的影响明显减弱。
表4主要操作数据对比表
项目
2010-04-20
2011-04-12
系统压力/MPa 14.513.2循环氢纯度(脱后)，%88.9991.001227.521107.162.06 1.9725.7515.250.0408
0.0607
原料油，%氮硫精制油，%
氮硫
表3加氢裂化再生前后催化剂的物性数据
医院新风系统
名称
残硫，%(质量分数)
残炭，%(质量分数)
强度/(N ·cm -1)
孔容/(mL ·g -1)
比表面积/(m 2·g -1)
FF-26催化剂指标≯0.72≯0.5≥180.30～0.36≥160FF-26待生催化剂8.25 5.43173.90.24139.6FF-26再生催化剂0.730.28205.20.33210.03976
催化
剂指标≯0.450.5～1.0>18>0.28>2503976待生催化剂10.91 6.82192.80.25147.93976再生催化剂
0.39铁塔基础
0.65
209.6
0.31
238.3
和3976催化剂的强度、孔容和比表面积均下降，残硫和残炭均上升。经过再生，FF-26再生催化剂的
残硫高于预期0.01%(质量分数)，其余物性恢复达到了预期目标。说明上周期循环氢的控制合理。
120100806040200脱除率，%
脱氮(HDN)
脱硫(HDS)4
6
8
多媒体讲台设计10121416
氢分压/MPa 图2氢分压对加氢反应脱硫、脱氮的影响
项目2010-04-20
2011-04-12
男性功能内裤系统压力/MPa 14.513.2循环氢纯度(脱后)，%88.9991.00柴油十六烷指数6157尾油BMCI 值
无菌检查薄膜过滤器
14118.95 6.9920.4018.2518.6718.4624.0524.8523.07
22.59
产品分布，%
轻石脑油比例重石脑油比例
航煤比例柴油比例尾油比例
表5主要产品质量对比表
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第9期
任鹏军等.140×104t/a 加氢裂化装置循环氢控制分析
项目
2010年
2011年2月3月4月2月3月4月中压蒸汽单耗/(t ·t -1)
0.1040.0990.1090.0940.0920.091电单耗/(t ·t -1)65.0864.7564.5462.8963.4663.06装置能耗/(kg 标油·t -1)
30.39
30.31
30.10
27.42
28.08
27.63
表6装置主要能耗对比表
②对加氢裂化尾油BMCI 值的影响：尾油BM -CI 值随氢分压的增加而减少，当系统压力高于10.5MPa 时，对BMCI 值的影响明显减弱。
③对产品分布的影响：系统氢分压高，则轻组分收率高，过度提高氢分压，对提高中油收率不利。综上所述，考虑本装置系主要以生产中油(航煤、柴油)为目的的加氢裂化装置，经与抚顺石油化工研究院(FRIPP)沟通，从产品质量分布状况及装置能耗方面综合考虑，控制系统压力不低于13.0MPa ，循环氢纯度不低于85%。
3.4循环氢对能耗的影响
反应压力是加氢过程最重要的操作参数之一，操作压力的大小决定了补充氢压缩机和反应进料泵的出口压力。此外，注水泵、高压贫胺液泵的出口压力也相应提高。这些都会导致电耗的增加。提高氢油比可降低催化剂表面油膜厚度，有利于氢的扩散，加快加氢转化反应速度，同时还可抑制缩合反
应，减慢生焦反应速度，延长催化剂的运转周期。但氢油比过大，将增加输送循环氢的动力，同时系统压降增大，增大升压能耗。所以也要从能耗角度出发，综合考虑采用适当的氢油比。已有研究表明，一般氢油比不超过1000m 3/m 3(标准)，目前装置控制氢油比在900～950m 3/m 3(标准)。装置循环氢压缩机选用沈阳鼓风机厂生产的BCL 405/A 垂直剖分合金钢壳体5级离心压缩机，原动机采用3.5MPa 中压蒸汽作为动力、排出1.0MPa 低压蒸汽的背压式汽轮机。根据装置处理量及反应器床层温度分布情况，及时调整循环氢转速，达到减少中压蒸汽用量、降低装置能耗的目的。
2011年2～4月，通过控制氢油比和降低系统压力，装置取得较好效果，中压蒸汽消耗和电消耗指标均
有明显下降。2～4月份与去年同期中压蒸汽和电消耗数据对比见表6。可以看出，装置2011年2～
4月份能耗平均下降2.49kg 标油/t ，节能效果明显。
4循环氢控制因素
4.1影响循环氢量的主要因素
对循环氢排量影响的最主要原因是循环机自身排量的变化。因此，操作时应及时查明原因，注意循环机出口流量和循环机旁路流量，及时调节循环机转速，确保装置氢油比控制在合适范围内。新氢机排量变化、反应系统压力变化、系统相对分子质量变化，以及换热器内漏等，都可能影响循环氢排量的变化。一旦发现循环氢排量波动，需要及时查清原因，进行相应的调整或处理。
4.2影响循环氢纯度的主要因素
引起循环氢纯度变化的原因有：反应温度上升，导致循环氢纯度降低；新氢流量、纯度降低，导致循环氢纯度降低；原料氮含量上升，导致循环氢纯度降低。同时，换热器内漏、高分温度的变化及注水量的变化等因素，亦可影响循环氢纯度变化。通过提高新氢纯度、增加废氢排放、降低高分操作温度，投用循环氢脱硫等手段，可以提高循环氢纯度，
相当于提高氢分压。但是由于氢气资源利用最大化的要求，一般不采用废氢排放。其中新氢的变化、高分温度的变化、循环氢脱硫塔操作的影响等，是引起循环氢纯度变化的主要原因，下面加以讨论。
4.2.1新氢影响
新氢纯度对循环氢纯度的影响很大，新鲜氢纯度每增加2%(体积分数)，循环氢纯度将增加约
3.5%(体积分数)[3]。一般新氢的主要成分是氢气和甲烷，而甲烷在油中的溶解度远远小于其他气态烃。新氢纯度低，即甲烷含量高时，甲烷在循环氢中逐渐积累，导致循环氢纯度降低。因此气体中甲烷的含量是影响循环氢纯度的主要因素。提高新氢纯度可以大幅提高循环氢纯度，因此应调整产氢装置的操作，尽可能提高新氢的质量，以提高循环氢纯度。本装置氢气来源主要是制氢氢气，管网压力控制在1.6～1.9MPa ，不足部分采用重整氢补充，目前重整氢管网压力控制在1.85MPa 。
具体氢气分析数据见表7。
2011年第16卷
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中外能源
SINO-GLOBAL ENERGY
从表7可以看出，制氢装置生产的氢气基本上为纯氢，而连续重整装置生产的氢气中含有6%～
10%(体积分数)左右的C 1～C 5组分，纯度较低。因而，对于加氢裂化反应而言，使用氢气纯度较高的制氢氢气，对提高循环氢纯度有利。
4.2.2高分温度影响
装置设置热高分后，由于经低压分离器出来的生成油温度较高，可节省能源。又由于进入空冷器及水冷器的物流的流率减小，因而降低了空冷器和水冷器的热负荷，同时减小了循环氢系统的压力降。但是，随着温度的升高，氢气在油中的溶解度增大，而气态烃类的溶解度减小，即达到气液平衡时，气相中的氢气浓度降低、烃类含量增高。对加氢裂化过程而言，由于气态烃的生成量较大，所以循环氢纯度的降低将更为显著。降低冷高分温度后，由于氢气在油中的溶解度减小，气态烃在油中的溶解度增大，使平衡状态下气体组分中氢气含量增多，气态烃减少，即提高了循环氢的纯度。特别是在较低温度时，氢气在油中的溶解度与平衡温度的关系更为明显。冷高分温度每降低5℃，循环氢纯度就将增加1％左右(体积分数)[3]，因此应尽量提高冷高分前空冷器的冷却效率，降低冷高分入口物流的温度，
提高循环氢纯度。降低热高分的温度后，利用氢气和烃类气体在油中的溶解度随温度变化的差异，也可以提高循环氢纯度。
热高分中主要进行油和气的两相分离，不同的热高分操作温度对循环氢浓度的影响见图3。可见，热高分温度在180℃和240℃是两个拐点，180℃左右时循环氢体积分数最低，当温度高于180℃时，随温度的增加，循环氢体积分数逐渐增加，当温度超过240℃后，循环氢体积分数增加趋势变缓。
由图4可知，冷高分溶解氢量随热高分操作温度的增加而增加。热高分溶解氢量在热高分温度
210℃左右最高，此后随温度的增加而降低。总溶解氢量也随热高分温度的增加而增加，但在热高分温度240℃后增加趋势比240℃前平缓。冷高压分离器温度对循环氢纯度的影响也较大，冷高压分离器温度每降低5℃，循环氢纯度可提高1%(体积分数)。
综合以上分析，热高分操作温度应控制在180～
240℃比较适宜。同时，根据气体在液体中的溶解度与温度的关系，冷高分的操作温度应越低越好。根据以上分析，同时考虑能耗因素，目前加氢裂化装置热高分温度控制在210～215℃之间。温度高，对减少氢损耗有利；温度低，对提高循环氢浓度及降低能耗有利，需要综合平衡。冷高分的操作温度控制不大于50℃，降低操作温度有利于提高氢纯度，但也要考虑到装置能耗及氢损失。
注：表中百分含量均为体积分数。
表7氢气分析数据
2010年
制氢氢气组成重整氢气组成
H 2，%C 1，%CO ，%CO 2，%H 2，%C 1，%C 2，%C 3，%C 4，%C 5，%HCl/(μL ·L -1)
01-0199.980 3.31 3.5794.0020.5 1.91 1.430.510.100.2403-0199.9800.63 6.1890.00 2.55 3.34 2.69 1.110.310.3006-0199.980 2.66 3.3993.01 2.29 2.66 1.280.640.120.4009-0199.9800.53 6.0290.00 3.31 3.71 1.67 1.140.170.7412-01
99.98
0.11
5.09
94.00
2.00
2.24
0.93
0.66
0.19
0.47
0.9020.9000.8980.8960.8940.892
循环氢中的氢，%(体积分数)
100
150
200250300
热高分温度/℃
图3热高分温度与循环氢中氢体积分数的关系[2]
图4高分温度与溶解氢量的关系[2]
120100806040200溶解氢量/(k m o l ·h -1)
125
175
225275325
高分温度/℃总溶解氢量热高分溶解氢量冷高分溶解氢量
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第9期
任鹏军等.140×104t/a 加氢裂化装置循环氢控制分析
