陳璟儀，王 侃，張冰劍，陳清林

(中山大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院廣東省石化過程節(jié)能工程技術(shù)研究中心，廣州 510275)

DCC-氣體分離裝置熱集成方案分析評(píng)價(jià)

陳璟儀，王 侃，張冰劍，陳清林

(中山大學(xué)化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院廣東省石化過程節(jié)能工程技術(shù)研究中心，廣州 510275)

DCC(Deep Catalytic Cracking)是一種多產(chǎn)丙烯的深度重油催化裂解工藝。與常規(guī)的催化裂化裝置相比，DCC裝置的吸收穩(wěn)定系統(tǒng)和下游的氣體分離(簡(jiǎn)稱氣分)裝置需要更多的中低溫位熱量。因此，DCC與氣分裝置的熱集成方案對(duì)裝置的低溫余熱系統(tǒng)、蒸汽產(chǎn)耗平衡和冷卻負(fù)荷有著重要的影響。采用分析方法，借助流程模擬工具及能級(jí)-熱量圖，量化分析了DCC與氣分裝置的2種熱集成方案，包括基于循環(huán)熱媒水的直接熱聯(lián)合方案，以及基于熱泵工藝的熱聯(lián)合方案。與直接熱聯(lián)合方案相比，熱泵方案的換熱過程損可減少13.1%，1.0 MPa蒸汽消耗量可降低20 th； 但是直接熱集成方案的設(shè)備投資低。結(jié)果表明，DCC和氣分裝置中低溫?zé)嵩礋嶷宓膬?yōu)化匹配是提高裝置用能效率的重要因素。

DCC 氣體分離 熱集成 熱泵

隨著丙烯需求量的不斷增加，傳統(tǒng)的丙烯生產(chǎn)工藝如催化裂化(FCC)、蒸汽裂解、丙烷脫氫等已難以滿足市場(chǎng)的需求[1]。特別是隨著原油重質(zhì)化、劣質(zhì)化趨勢(shì)的不斷加劇，研究開發(fā)多產(chǎn)丙烯的催化裂解技術(shù)顯得愈發(fā)重要。深度催化裂解(Deep Catalytic Cracking，DCC)工藝是首先成功應(yīng)用的多產(chǎn)丙烯的催化裂化工藝[2]。此外，還有在DCC工藝基礎(chǔ)上發(fā)展出來的催化熱裂解工藝(Catalytic Pyrolysis Process，CPP)，重油接觸裂解工藝(Heavy-oil Contact Cracking，HCC)，以及多產(chǎn)液化氣和汽油工藝(Maximum Gas and Gasoline，MGG)，常壓渣油多產(chǎn)液化氣和汽油工藝(Atmospheric Residual Maximum Gas and Gasoline，ARGG)，Superflex工藝，Petro FCC工藝，Maxofin工藝等數(shù)種多產(chǎn)低碳烯烴的催化裂化工藝[2-3]。DCC工藝可以處理更為重質(zhì)的渣油原料，相應(yīng)的工藝路線也較為成熟。

在DCC工藝技術(shù)的基礎(chǔ)上，中國(guó)石化石油化工科學(xué)研究院開發(fā)了增強(qiáng)型催化裂解技術(shù)(DCC-PLUS)，在增產(chǎn)丙烯、丁烯和汽油的同時(shí)，顯著降低了干氣和焦炭等副產(chǎn)物的產(chǎn)率[4]。為了達(dá)到增產(chǎn)低碳烯烴的目的，反應(yīng)過程中需要強(qiáng)化汽油餾分的二次裂化反應(yīng)，因而與常規(guī)的催化裂化相比，DCC工藝需要更高的反應(yīng)溫度及水蒸氣注入量，以提高反應(yīng)深度和丙烯選擇性。因此，反應(yīng)油氣將會(huì)攜帶更大量的熱進(jìn)入DCC主分餾塔。主分餾塔在完成高溫反應(yīng)油氣的分離過程中，涉及大量不同溫位熱量的回收利用。針對(duì)DCC裝置大量富余熱量的高效合理利用已成為降低裝置能耗的關(guān)鍵。顏藝專等[5]利用PRO/Ⅱ軟件模擬了催化裂化主分餾塔并優(yōu)化了各段取熱的比例。田濤[6]利用PRO/Ⅱ軟件模擬了催化裂化主分餾塔中的氣液負(fù)荷，并分析了各段取熱量對(duì)塔內(nèi)氣液負(fù)荷以及產(chǎn)品產(chǎn)量的影響。王兵等[7]通過過程系統(tǒng)能量集成技術(shù)結(jié)合吸收穩(wěn)定系統(tǒng)優(yōu)化了催化裂化的取熱分布。

作為DCC下游裝置的氣體分離(簡(jiǎn)稱氣分)裝置所需熱量的溫位相對(duì)較低，是理想的低溫?zé)嶷濉Ｍǔ２捎醚h(huán)熱媒水流程，實(shí)現(xiàn)催化裂化裝置富余熱量和氣分裝置耗用熱量的優(yōu)化匹配，以達(dá)到通過熱聯(lián)合降低裝置能耗的目的。曾敏剛等[8]借助三環(huán)節(jié)方法，在優(yōu)化催化裂化吸收穩(wěn)定系統(tǒng)后，進(jìn)一步優(yōu)化氣分裝置的熱媒水加熱流程。束仁龍[9]分析了采用催化裂化主分餾塔塔頂循環(huán)油替代加熱蒸汽作為脫丙烷塔再沸器熱源的流程。由于DCC工藝低碳烯烴含量增加，吸收穩(wěn)定系統(tǒng)和下游的氣分裝置需要更多的中低溫位熱量，為此，DCC裝置通常將高溫位熱量用以加熱循環(huán)熱媒水，高熱低用，增大了過程損。

本研究借助夾點(diǎn)分析總組合曲線(GCC)圖分析DCC裝置和氣分裝置的熱聯(lián)合潛力，借助能級(jí)-熱量(ε-Q)圖對(duì)催化裂化主分餾塔的取熱流程進(jìn)行分析，對(duì)2種熱聯(lián)合方案，在節(jié)能效果和工藝流程方面進(jìn)行對(duì)比。

1 DCC-氣分聯(lián)合工藝及用能分析

以國(guó)內(nèi)某1.20 Mt/a DCC和0.60 Mt/a氣分聯(lián)合裝置為研究對(duì)象，分析DCC和氣分裝置間的熱聯(lián)合改進(jìn)方案。

1.1 物料平衡

基于DCC聯(lián)合裝置典型工況操作數(shù)據(jù)，利用流程模擬軟件PRO/Ⅱ進(jìn)行數(shù)據(jù)分析校正，并對(duì)部分缺失數(shù)據(jù)進(jìn)行補(bǔ)充。DCC裝置分餾和吸收穩(wěn)定系統(tǒng)及氣分裝置的物料平衡數(shù)據(jù)分別見表1和表2。

表1 DCC裝置分餾和吸收穩(wěn)定系統(tǒng)的物料平衡數(shù)據(jù)

表2 氣分裝置的物料平衡數(shù)據(jù)

1.2冷熱物流數(shù)據(jù)

利用流程模擬軟件PRO/Ⅱ?qū)CC裝置和氣分裝置進(jìn)行模擬計(jì)算，基于模擬計(jì)算結(jié)果，提取相關(guān)冷熱物流數(shù)據(jù)，分別見表3和表4。

表3 DCC裝置冷熱物流數(shù)據(jù)

表4 氣分裝置冷熱物流數(shù)據(jù)

1.3 換熱流程分析

現(xiàn)有DCC裝置和氣分裝置熱聯(lián)合方案中，借助循環(huán)熱媒水回收DCC分餾系統(tǒng)的熱量，作為氣分裝置再沸器熱源。根據(jù)裝置的冷熱物流數(shù)據(jù)，設(shè)置最小傳熱溫差為15 ℃，作出DCC裝置和氣分裝置的GCC曲線，分別如圖1和圖2所示。

圖1 DCC裝置GCC曲線

從圖1可以看出，由于夾點(diǎn)溫度為所有物流中的最高溫度(曲線與y軸相交處)，所有物流均在夾點(diǎn)溫度之下，即不需要對(duì)DCC裝置提供額外的熱公用工程，且在滿足DCC裝置內(nèi)部的用能需求后，仍有大量不同溫位的熱量可用于發(fā)生蒸汽或滿足氣分裝置的用熱需求。將自產(chǎn)蒸汽看作一股特殊的冷物流，考慮3.5 MPa的蒸汽溫度和產(chǎn)汽傳熱溫差，在圖1中作一條溫度為287.5 ℃的水平線段與GCC曲線相交，可以看出約有35.09 MW的剩余熱量，可發(fā)生3.5 MPa蒸汽約67.8 t/h。

從圖2可以看出，氣分裝置需要最小熱公用工程約35.53 MW，最小冷公用工程約35.17 MW。而其中精丙烯塔的再沸器負(fù)荷和冷凝器負(fù)荷(即圖中最長(zhǎng)的2條線段，由于塔頂、塔底產(chǎn)品均接近純組分，沸點(diǎn)范圍窄，故2條線段均近似平行于x軸)分別為27.85 MW和28.03 MW，分別占最小公用工程負(fù)荷的78.4%和79.9%。

2 DCC-氣分裝置熱集成方案

2.1 直接熱集成方案

2.1.1直接熱集成工藝流程DCC裝置中，主分餾塔的塔頂循環(huán)油、一中循環(huán)油、塔頂油氣、柴油、穩(wěn)定汽油均有部分熱量用于加熱循環(huán)熱媒水，升溫后的循環(huán)熱媒水作為氣分裝置脫乙烷塔和精丙烯塔的再沸熱源，即現(xiàn)有的熱聯(lián)合方案。具體的循環(huán)熱媒水換熱流程示意如圖3所示。

圖3 直接熱聯(lián)合方案下循環(huán)熱媒水換熱流程示意

由于脫乙烷塔和精丙烯塔的再沸熱量由DCC裝置中低溫余熱加熱的循環(huán)熱媒水提供，若把氣分裝置的冷物流組合曲線置于DCC裝置的GCC圖中，則應(yīng)當(dāng)以一股從70 ℃升溫至100 ℃、負(fù)荷為29.66 MW(脫乙烷塔和精丙烯塔的再沸負(fù)荷之和)的冷物流取代脫乙烷塔和精丙烯塔的再沸物流，如圖4所示。如果直接使用DCC裝置的熱量完全滿足氣分裝置的用熱需求，則DCC裝置必須輸出7.91 MW高溫位的熱量，即圖4中兩垂直虛線間的DCC裝置與氣分裝置組合曲線的重疊部分，相應(yīng)地，DCC裝置必須減少3.5 MPa蒸汽產(chǎn)量或提供額外的熱公用工程。

圖4 直接熱聯(lián)合方案下DCC裝置GCC及氣分裝置的冷物流組合曲線

2.1.2換熱過程ε-Q圖分析定義為以平衡的環(huán)境狀態(tài)為基準(zhǔn)，物流在理論上能夠最大限度轉(zhuǎn)化為功的能量[10]。物流的與能量的比值稱為能級(jí)ε，可用于表示能量品質(zhì)的高低。在ε-Q圖上，放熱和吸熱過程均可表示為相應(yīng)的ε=f(Q)曲線，而該曲線下的面積則表示相應(yīng)的值。同一換熱過程的冷熱物流曲線間的面積則為該傳熱過程的損。

利用DCC裝置的物流模擬數(shù)據(jù)，分析得到現(xiàn)有直接熱聯(lián)合方案下整個(gè)主分餾塔的ε-Q圖，如圖5所示。從圖5可以看出，DCC主分餾塔待回收熱量的溫位分布較廣，高溫位能級(jí)達(dá)到0.52，可用于發(fā)生3.5 MPa蒸汽，低溫位能級(jí)僅為0.23，可用于加熱循環(huán)熱媒水。

圖5 直接熱集成下DCC裝置主分餾塔的ε-Q圖—分餾過程的損； —換熱網(wǎng)絡(luò)的損。A—油漿； B—一中循環(huán)油； C—柴油； D—塔頂循環(huán)油； E—塔頂油氣。1—原料油； 2—高壓蒸汽； 3—穩(wěn)定塔塔底再沸油； 4—富吸收油； 5—熱煤水； 6—除鹽水； 7—空冷水冷

2.1.3節(jié)能效果分析表5為DCC-氣分裝置直接熱聯(lián)合后冷熱公用工程消耗情況。DCC-氣分裝置直接熱聯(lián)合方案共需蒸汽發(fā)生器8臺(tái)，換熱器22臺(tái)，再沸器7臺(tái)，空氣冷卻器28臺(tái)，水冷卻器32臺(tái)。直接熱聯(lián)合時(shí)，DCC裝置發(fā)生3.5 MPa蒸汽67.6 t/h， DCC和氣分裝置的總冷卻負(fù)荷為87.96 MW；熱聯(lián)合需要循環(huán)熱媒水848.2 t/h，將其從0.45 MPa增壓到0.65 MPa需要消耗泵功49.2 kW。

表5 直接熱聯(lián)合方案下的公用工程消耗情況

2.2 熱泵-熱集成方案

2.2.1熱泵-熱集成工藝流程中氣分裝置的精丙烯塔主要實(shí)現(xiàn)丙烯和丙烷的精確分離由于丙烯和丙烷的沸點(diǎn)較為接近，精丙烯塔設(shè)計(jì)塔板數(shù)較多，同時(shí)采用大回流比，分離過程需消耗大量的低溫?zé)??？紤]到精丙烯塔的塔頂與塔底溫差僅為10 ℃左右，且正好分布于氣分裝置的夾點(diǎn)兩側(cè)，如果采用熱泵技術(shù)，可大大減少該塔所需的低溫?zé)?。同時(shí)由于減少了熱媒水的需求量，原用于加熱循環(huán)熱媒水的DCC裝置主分餾塔塔頂循環(huán)油可直接作為在氣分裝置中溫位相對(duì)較高的脫丙烷塔再沸熱源，使得裝置的熱量利用更為高效。

要在氣分裝置精丙烯塔增設(shè)熱泵流程，對(duì)已有的氣分裝置熱泵流程進(jìn)行研究，認(rèn)為最佳熱泵流程為采用精丙烯塔塔底產(chǎn)品丙烷(體積分?jǐn)?shù)98%)作為循環(huán)介質(zhì)[11]，相關(guān)工藝流程示意如圖6所示。為了不破壞精丙烯塔內(nèi)原有的氣液平衡，壓縮機(jī)出口壓力與精丙烯塔塔釜壓力相同，設(shè)為2.15 MPa。節(jié)流閥壓力以節(jié)流并閃蒸后液相溫度滿足塔頂油氣換熱溫差為準(zhǔn)，設(shè)為1.14 MPa。由圖4所示，熱泵應(yīng)提供7.91 MW的再沸負(fù)荷。熱泵流程中，塔底再沸物流分為兩路，一路281.3 t/h的液相丙烷繼續(xù)在再沸器中通過循環(huán)熱媒水加熱氣化，另一路111.6 t/h的丙烷作為熱泵流程的循環(huán)介質(zhì)。熱泵系統(tǒng)壓縮機(jī)功率為0.88 MW，可減少塔底7.91 MW的再沸負(fù)荷和塔頂7.26 MW的冷凝負(fù)荷。

增加精丙烯塔的熱泵流程后，將調(diào)整后的氣分裝置冷物流組合曲線重新置于DCC裝置的GCC曲線下方，如圖7所示。從圖7可以看出，DCC和氣分裝置低溫?zé)嵩礋嶷逋耆ヅ?。增設(shè)熱泵后具體的熱媒水網(wǎng)絡(luò)示意如圖8所示。

圖6 精丙烯塔熱泵工藝流程示意

圖7 熱泵-熱集成方案下DCC裝置GCC曲線及氣分裝置的冷物流組合曲線

2.2.2換熱過程ε-Q圖分析圖9為熱泵-熱集成聯(lián)合方案下DCC裝置主分餾塔的ε-Q圖。經(jīng)計(jì)算，熱泵-熱集成聯(lián)合方案下，DCC裝置換熱網(wǎng)絡(luò)過程損為15.43 MW，氣分裝置換熱網(wǎng)絡(luò)過程損為2.52 MW，熱泵流程過程損為0.48 MW，共計(jì)18.43 MW。相比直接熱聯(lián)合方案下的損(21.22 MW)降低13.1%。

圖8 熱泵-熱集成方案下循環(huán)熱媒水換熱流程示意

圖9 熱泵-熱集成方案下DCC裝置主分餾塔的ε-Q圖—分餾過程的損； —換熱網(wǎng)絡(luò)的損。A—油漿； B—一中循環(huán)油； C—柴油； D—塔頂循環(huán)油； E—塔頂油氣。1—高壓蒸汽； 2—原料油； 3—穩(wěn)定塔塔底再沸油； 4—解吸塔塔底再沸油； 5—富吸收油； 6—脫丙烷塔塔底再沸油； 7—解吸塔塔底再沸油； 8—熱煤水； 9—空冷水冷

2.2.3節(jié)能效果分析表6為DCC-氣分裝置熱泵-熱集成方案下的冷熱公用工程消耗情況。DCC-氣分裝置熱泵-熱集成聯(lián)合方案共需蒸汽發(fā)生器8臺(tái)，換熱器14臺(tái)，再沸器9臺(tái)，空氣冷卻器28臺(tái)，水冷卻器37臺(tái)；此外，需增加壓縮機(jī)1臺(tái)，節(jié)流閥1個(gè)，閃蒸罐1個(gè)；熱泵-熱集成方案下DCC裝置發(fā)生3.5 MPa蒸汽67.8 t/h，DCC和氣分裝置的總冷卻負(fù)荷為80.55 MW；熱聯(lián)合需要循環(huán)熱媒水622.1 t/h，將其從0.45 MPa增壓到0.65 MPa需要消耗泵功36.1 kW。

表6 熱泵-熱聯(lián)合方案下的公用工程消耗匯總

2.3 方案對(duì)比

對(duì)比表5和表6的DCC-氣分裝置循環(huán)熱媒水直接熱集成方案與熱泵-熱集成方案的節(jié)能效果。相對(duì)于直接熱集成方案，熱泵-熱集成方案減少了1.0 MPa蒸汽消耗量20 t/h，減少了約26.66%的循環(huán)熱媒水量，減少了7.41 MW的冷公用工程負(fù)荷，減少了8臺(tái)換熱器，但是增加了2臺(tái)再沸器，5臺(tái)水冷器，1臺(tái)壓縮機(jī)，1個(gè)節(jié)流閥和1個(gè)閃蒸罐，同時(shí)增加了0.88 MW的壓縮機(jī)功耗。對(duì)于多產(chǎn)丙烯的DCC工藝，采用熱泵-熱集成方案需要更多的設(shè)備投資費(fèi)用，但是可獲得更佳的節(jié)能效果。

3 結(jié) 論

對(duì)于多產(chǎn)丙烯的DCC工藝，DCC裝置的剩余低溫?zé)犭y以滿足氣分裝置的熱量需求，采用熱泵-熱集成流程是提高能量回收效率的有效方法。案例研究結(jié)果表明，采用熱泵流程可減少DCC裝置和氣分裝置1.0 MPa蒸汽消耗共20 t/h，減少冷公用工程負(fù)荷7.41 MW，熱泵-熱集成方案節(jié)能效果更佳。

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CenterforPetrochemicalEnergyConservation，SunYat-senUniversity，Guangzhou510275)

ANALYSISANDEVALUATIONOFHEATINTEGRATIONSCHEMESFORDEEPCATALYTICCRACKINGANDGASSEPARATIONUNITS

Chen Jingyi， Wang Kan， Zhang Bingjian， Chen Qinglin

(SchoolofChemicalEngineeringandTechnology，GuangdongEngineering

DCC(Deep Catalytic Cracking)is a catalytic conversion process derived from the FCC(Fluid Catalytic Cracking)process，using heavy feedstocks for producing more propylene.The absorption-stabilization system of DCC unit and the gas separation unit followed requires more low-grade heat，compared with the conventional FCC unit.Hence，the heat integration schemes of DCC and gas separation unit have significant impacts on the low-grade waste heat recovery，steam balance and cooling duty.In this paper，exergy analyses with two heat integration schemes of DCC and gas separation units，including the direct heat integration scheme based on circulating hot water，and the scheme based on the heat pump process，are presented using process simulation software andε-Qdiagram.The analysis results show that the heat integration scheme based on the heat pump process can reduce 13.1% exergy loss of heat exchange process and the consumption of 1.0 MPa steam 20 t/h，but needs higher equipment investment costs.According to the study，the optimal matching of low-grade heat sources and sinks in DCC and gas separation units is a vital factor of increasing the energy efficiency.

DCC； gas separation； heat integration； heat pump

2017-03-15；修改稿收到日期：2017-05-21。

陳璟儀，碩士研究生，主要從事催化裂化裝置節(jié)能改造工作。

陳清林，E-mail：chqlin@mail.sysu.edu.cn。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(21276288)和國(guó)家基金石化聯(lián)合基金項(xiàng)目(U1462113)。