浙石化│3.8Mt/a重整“一拖三”增压机的应用及控制策略探讨
关键词 | 连续重整 增压机 应用 控制
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新建重整装置的规模逐步扩大，重整产氢能力不断提高，使得增压机由往复式压缩机改进为两段、三段离心式压缩机。重整氢增压机是该装置的特殊设备，用于将重整产氢提压后输送至公司管网。浙江石油化工有限公司(浙江石化)3.8Mt/a连续重整机组工艺采用循环机和增压机并联的形式，其中增压机选用“一拖三”结构，即1台双轴输出的汽轮机驱动3台负荷不同的压缩机。
由于“一拖三”增压机的性能特点，在复杂工况时，当机组操作点超过安全区时，性能控制与喘振控制相互干扰，使得防喘振阀常存在一定开度且波动较大，不仅影响机组运行，还会提高蒸汽使用量。就其他炼油厂重整装置增压机运行工况来看，传统的Triconex三分程控制已无法满足机组控制要求。针对以上情况，浙江石化重整“一拖三”增压机取消工艺专利商给定的Triconex三分程控制，改由增压机转速调节、气液分离器放火炬控制、出入口压力高限控制。现就浙江石化3.8Mt/a连续重整装置工艺流程及系统压力控制方案进行说明。
重整工艺流程选型
01
机组工艺选型
连续重整装置为炼油厂主要产氢装置，精制石脑油在低压、高温条件下，在催化剂表面发生一系列脱氢反应后，副产大量氢气。一部分氢气通过循环氢压缩机为重整反应系统提供氢气环境，起到稀释物料、抑制催化剂生焦和热载体的作用；另一部分氢气经增压机提压后输送至炼油厂管网，供给全厂耗氢装置。目前重整装置氢气的工艺流程，按循环机和增压机介质引入点不同，分为串联和并联两种方式，图1为串联形式。图2为并联形式。
图2为并联形式。
从工艺参数方面来看，循环机和增压机的入口流量决定着机组工艺流程的选型。当重整装置产氢量较小时，循环机和增压机采用串联的组合形式；反之，两台机组采用并联的形式。但是，也要综合考虑压缩机组的制造技术水平和设备制造、使用成本。例如镇海炼化1.2Mt/a重整装置设计循环氢和产氢总量64320m3/h，工艺流程采用重整机组并联的形式；而宁波中金石化3.2Mt/a重整设计循环氢和产氢量501000m3/h，工艺流程采用重整机组串联的形式。表1列出了镇海炼化、中金石化重整装置循环氢压缩机和增压机工艺操作参数及机组类型。
从表1可知，若中金石化选用图1所示的机组工艺流程，循环机入口氢气流量明显降低，从而增压机入口氢气流量将会有所增加，压缩比由3.25提高至5.56，重整产氢需经过三级增压才能达到管网指标要求，需增加一套机组缸体及配套的分液罐、级间空冷器等，不仅增加了机组制造成本，同时也使再接触流程复杂化。因此从制造成本考虑，中金石化采用了图1所示流程。若镇海炼化选用图1所示的机组工艺流程，循环机入口氢气流量则由33420m3/h增大至64320m3/h，在循环机压缩比保持不变的工况下，机组叶轮直径需要扩大，由于当时国产压缩机制造水平受限，机组难以满足设计的介质流量。虽然增压机组的压缩比由5.1降至2.66，机组叶轮级数有所减少，但重整产氢仍需两级增压，因此从机组制造水平考虑，镇海炼化采用图2所示流程。
综上所述，重整装置规模、设备制造成本和机组的制造技术水平都影响着机组工艺流程的选择，装置工艺流程设计时应对机组在串联、并联两种不同工艺流程进行综合比较分析，得出最佳选型。
浙江石化3.8Mt/a连续重整装置循环氢和重整产氢总流量为625587m3/h。表2为青岛炼化、中金石化、浙江石化重整装置循环机技术参数。
由上述参数可知，中金石化循环机入口流量501000m3/h，该重整工艺选用7级叶轮，最大直径1400mm，可满足工艺要求。而浙江石化重整产氢总量625587m3/h，若采用机组串联的形式，在工艺参数不变的情况下，意味着机组叶轮直径要增大，同时叶轮级数也要增多，由于条件不成熟，这样的大型机组在制造和设计领域可能存在一定风险。
由表2可知，青岛炼化和浙江石化两套重整循环机组的压缩比基本相同，青岛炼化工艺设计参数要求机组需要9级叶轮，考虑当时单缸机组不能达到要求，循环机组只能采用“一拖二”形式。近几年，随着国产机组技术水平的快速发展，在同样压缩比下，浙江石化重整循环机组仅需8级叶轮，采用单缸设计足以满足压缩比要求。综合考虑，浙江石化采用循环机和增压机并联形式。
02
再接触工艺流程
重整气液分离器顶部氢气工艺流程采用重整循环机和增压机并联形式。重整反应产物经重整气液分离器气液分离后，氢气从气液分离器顶部引出，一部分氢气由循环氢压缩机升压后作为循环氢返回至重整反应系统；另一部分氢气由增压机提压后，在高压低温环境下提纯，高纯度氢气送至PSA单元进一步提纯。
重整再接触单元的氢气经增压机三段增压，再进行油气混合。重整产氢依次经过空冷器、入口分液罐、增压机3次增压后，与来自重整气液分离器泵经重整氢换热器冷却后的重整反应液相产品混合，再次经过换热后进入丙烷制冷系统进一步进行油气分离。
再接触制冷系统使用液态丙烷作为制冷剂。混合油气在高压低温环境下有效地回收氢气中的轻烃组分，提高氢气纯度。高纯度的氢气小部分作为增压气送至催化剂再生单元，剩余部分经过重整氢脱氯罐脱氯，一小部分送至异构化，大部分富氢气送至PSA单元进一步提纯。增压机二段、三段入口分液罐底部液相返回至重整气液分离器，再接触罐底部液相经过换热器升温后，送至脱戊烷塔进料脱氯罐去氯处理后，进入分馏系统。浙江石化连续重整再接触单元的工艺流程如图3所示。
重整氢增压机组技术参数
浙江石化按UOP专利商提供的3.8Mt/a连续重整工艺设计参数的要求，重整气液分离器送至增压机组入口氢气流量271968m3/h，总压缩比为6.45。在大流量和高压缩比条件下，目前国产机组的单级能量头使机组的总级数增多，沈鼓机组需选用26级，最大直径为1200mm的叶轮。若采用重整装置增压机常规的两缸设计方案，不仅制造难度加大、设计风险高，同时机组稳定性有所降低，最终重整氢增压机组采用三缸增压的设计方案，即由一台汽轮机双轴驱动，一端是低压缸部分，另一端是高压缸和中压缸部分。浙江石化连续重整装置机组平台的重整氢增压机组是目前全球最大的“一拖三”压缩机组。
表3为浙江石化重整氢增压机工艺操作参数和主要结构参数。由表3可知，增压机三段缸体的叶轮直径逐渐减小，而叶轮级数却逐步增加，这是由于高压缸入口氢气相对分子质量和流量相对降低，高压缸叶轮直径可适当减小，而氢气纯度高、压缩难度变大，为达到要求压缩比高压缸需增加叶轮级数，高压缸选用10级叶轮增压。根据工艺流程设计，脱戊烷塔回流罐顶干气也并入中压缸，从而提高了机组入口流量，因此中压缸为机组中最大的缸体，叶轮直径1200mm，选用9级叶轮进行增压。“一拖三”重整氢增压机不仅满足了工艺要求，同时降低了加工难度、减小了机组占地面积。
防喘振控制及压力控制方案
01
三分程控制原理及存在的问题
连续重整的一系列脱氢反应要求在一定温度和压力下进行，反应系统压力的准确控制成为影响重整芳烃收率的关键。重整增压机控制系统的应用不仅稳定重整气液分离器压力，提高重整液收，同时避免机组发生喘振，起到保护压缩机组的作用。
其中，最常用的控制系统是传统的Triconex三分程控制，该控制系统以重整气液分离器压力的设定值为目标量，当实际变量与目标变量存在偏差时，偏差信号经过三分程控制器进行运算，输出信号分为三路对系统进行调节。当输出信号在0~33%区间时，打开防喘振控制阀；当输出信号在33%~66%区间时，增压机根据气液分离器压力进行转速调节；当输出信号在66%~100%区间时，通过气液分离器顶部放火炬控制阀进行泄压，以稳定系统压力。
Triconex三分程控制方案在某些炼油厂连续重整装置应用后，反应系统的压力控制略见成效，但仍存在一些问题：
①三分程区间点不稳定，机组性能控制与防喘振控制相互干扰，缺少有效的解耦控制，导致外送氢气压力波动。
②压缩机入口分液罐压力波动时，防喘振阀经常保持一定开度，蒸汽能耗过高。
③输出信号在33%~66%区间时，机组转速调节影响机组防喘振控制，需要操作人员手动调整。
02
“一拖三”增压机控制系统优化
针对采用三分程控制出现的问题，浙江石化在机组试运行前取消了原定的三分程控制，并对控制系统进行了优化。由增压机转速调节、气液分离器放火炬控制、出入口压力高限控制取代原来的三分程控制。当系统压力偏离压力设定值时，首先通过降低或提高增压机的转速来稳定反应系统压力。同时气液分离器顶部放火炬阀在自动控制模式下，由系统压力控制器单回路控制泄压阀开启或关闭，保证系统压力稳定。另外在低压缸、中压缸、高压缸出入口设置了压力低限和压力高限，与机组各段防喘振控制器输出进行高选来控制各自喘振阀开度，保护机组安全运行。优化后的控制方案避免了转速控制和防喘振控制之间的相互干扰，实现了反应压力的平稳控制。
“一拖三”增压机防喘振控制及压力串级控制
图4为浙江石化重整增压机防喘振及压力控制回路，V2102为循环机入口分液罐，V2103，V2104，V2105分别是增压机三段入口分液罐，XCV21003，XCV21006，XCV21007为增压机三段防喘振控制阀。
01
防喘振及压力串级控制
PT21041压力远传表检测到重整气液分离器V2102压力变化，并将检测信号输送至压力控制器PIC21041A和PIC21041B，两个控制的设定值分别与实际检测值进行比较。其中，PIC21041B的输出信号作用到放火炬控制阀PCV21041C形成串级控制，此时PIC21041B至PCV21041C投自动控制。当V2102压力升高，大于控制器PIC21041B设定值，而增压机转速调节跟不上系统压力变化时，放火炬控制阀PCV21041C自动打开进行泄压，当PT21041检测到系统压力低于设定值时，放火炬控制阀自动关闭。放火炬控制阀实时调节反应系统的压力，保证机组在可控的压力波动范围内实现转速调节。
同时，压力控制器PIC21041A的输出信号作用于SIC进行汽轮机转速控制，当重整氢增压机K2102机组CCS系统升速至可调转速区间(3284~4927r/min)，工艺人员将转速调节改为压力串级控制模式后，此时PIC21041A至SIC投入自动控制。当系统压力高于PIC21041A设定值，控制器通过提升汽轮机转速，降低反应系统压力，当系统压力低于设定值，控制器通过降低增压机转速，稳定系统压力。
除上述增压机性能控制外，在机组低压缸、中压缸、高压缸防喘振控制系统中增设了入口压力低限和出口压力高限控制。工艺人员将机组限制控制投自动状态时，当重整反应系统压力或后路PSA装置压力出现波动时，造成机组入口压力低于低限值或者出口压力高于高限值，此时防喘振控制器将机组压力限制控制器输出的信号与机组防喘振控制器输出的信号进行高选后，分别控制防喘振阀XCV21003，XCV21006，XCV21007的开启，保护机组避免喘振。
02
转速与防喘振的解耦控制
考虑到某些不可控因素造成系统压力突然波动大时，正常的转速控制无法及时调节反应压力，于是在转速调节中增设了性能调节和防喘振的解耦控制，如图5所示。
防喘振阀在自动控制状态下，当压力小范围波动，重整反应系统压力低于设定值时，增压机工作点从点A(假设此时机组在工作点A)缓慢降速至最低可调转速3284r/min，若反应系统压力仍低于设定值，一段防喘振阀XCV21003自动开启，阀门开度工作点向点B方向移动，直到系统压力稳定。当遇到突发工况，引起反应系统压力突然降低时，此时系统触发解耦控制器，增压机工作点从工作点A(假设机组此时在工作点A)开始降速，不必降至最低可调转速，防喘振控制器立即响应，阀门开度工作点向点B方向移动，即可快速自动打开一段防喘振阀XCV21003，从而达到有效、快速控制系统压力的目的。
03
机组防喘振控制方法
增压机防喘振控制器根据机组入口流量、入口压力、入口温度、出口压力、出口温度、机组转速等参数进行计算，并输出信号实时控制防喘振阀门开度，避免机组因流量低于最小值而发生喘振。
增压机正常运行时操作点位于防喘振线右侧区域，当机组工况发生变化导致出口流量降低时，操作点开始左移并越过设定点(设定点在防喘振线和最大防喘振线之间变化，动态跟踪机组操作点)。在即将达到防喘振线时，防喘振器立即响应开始调整回流阀开度。若操作点越过防喘振线，此时防喘振控制器响应并进行PI调节控制模块，根据机组出入口参数变化打开回流阀，直到操作点被拉回至控制安全区。若操作点快速越过防喘振线达到快开线，此时防喘振控制器将启用P调节控制模块，快速打开回流阀，确保操作点迅速移动安全区，若操作点快速越过快开线达到喘振线，此时防喘振控制阀立即失电，使防喘振阀全开，机组出口将最大流量返回至机组入口，进而提高入口流量。
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