整重离心压缩机组过程分析及节能优化探讨大学毕设论文.docx
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整重离心压缩机组过程分析及节能优化探讨大学毕设论文
重整离心压缩机组过程分析
及节能优化探讨
摘要：
本文通过分析影响装置两台离心机组能耗的因素出发，对过程适当简化后进行分析。
结果表明，在满足工艺及机组安全稳定运行要求的前提下，可通过减小K202一段和二段防喘阀开度、降低压缩机各入口空冷冷后温度、加强部分管线保温、降低系统压降、用氢流程优化五种途径降低压缩机的能耗。
依据本装置目前的实际情况，提出对空冷A201、A202、A203进行改造使冷后温度可控及再生部分用氢流程改动的建议。
关键词：
离心机组；过程分析；节能
（综观全文，应该改题名为压缩机组过称热力学分析，因为所有过程均进行的是热力学分析，动力学几乎没有什么涉及，所以应该加深过程的动力学方面的分析和探讨。
）
催化重整是石油炼制的主要生产过程之一，用于生产高辛烷值汽油、富氢气体及芳烃等产品。
中石化青岛炼油化工有限公司于2008年建造并一次投产成功的1500Kt/a连续重整装置，采用UOP三代超低压连续重整反应与再生工艺技术。
装置共有2台多级离心压缩机组，分别是重整循环氢压缩机K201（BCL904+BCL905）和增压氢压缩机K202（BCL707+BCL708）。
重整产物分液罐D201顶气体经K201一段4级压缩后进入二段5级压缩，出口气体一部分作为循环氢在反应系统中循环使用；一部分作为置换气进入四反底部置换由四反下落的催化剂上所携带的烃类；剩余部分气体经空冷A202至分液罐D202分液，D202顶部气体经增压机K202一段7级压缩后，再经空冷A203冷却，进入K202二段入口分液罐D203分液，再进入二段8级压缩后，与经泵升压后的重整生成油进行再接触。
再接触罐D204顶分离出的氢气一部分至装置再生部分用作还原气、再生剂提升气和闭锁料斗增压气使用。
另一部分经脱氯后，少量去本装置预加氢部分作为补充氢，其余部分进氢气管网供加氢装置使用。
两台机组均以3.5MPa蒸汽驱动的背压式汽轮机（K201背压为0.45MPa，K202背压为1.0MPa）为其驱动机，其设计技术参数如表1、表2所示【1】。
由表可知两台汽轮机组设计汽耗约为176T/h，是装置3.5MPa蒸汽耗汽大户。
另外，这两台压缩机组的
表1.K201驱动机（NGS40/32）技术参数
运行点
主轴
进汽
排气
功率KW
转速r/min
流量T/h
压力MPa（G）
温度℃
压力MPa（G）
温度℃
额定点
7317
5287
82.368
3.5
400
0.6
220
正常点
6092
4570
70.236
3.5
400
0.6
220
其他点
7317
5287
93.1
3.3
3.8
0.7
223
调速范围
70%～105%
最大连续转速r/min
5551
电子跳闸转速r/min
5972
表2.K202驱动机（NGS50/40）技术参数
运行点
主轴
进汽
排气
功率KW
转速r/min
流量T/h
压力MPa（G）
温度℃
压力MPa（G）
温度℃
额定点
8144.4
7625
131.76
3.5
400
1.1
276.63
正常点
6451
7050
105.8
3.5
400
1.1
276.8
其他点
8144.4
7625
169.2
3.3
380
1.2
279
调速范围
70%～105%
最大连续转速r/min
8006
电子跳闸转速r/min
8646
机械跳闸转速r/min
8807
安全稳定运行对装置反应系统的稳定至关重要。
因此通过各种途径使其既能安全稳定运行，又能减少运行能耗是本装置节汽工作的重点。
1.影响因素分析
影响K201、K202能耗和安全稳定运行的因素很多。
由工艺方面考虑，K201需完成循环氢输送和重整产氢一段压缩的任务，K202需完成将K201出口的重整产氢增压送至氢管网的任务。
由伯努利方程可知，流体的循环和增压过程除需克服流体经过系统的阻力外，还需提供工艺系统所需的位头、速度头和压力头。
对于气体输送，属于可压缩流体流动，一般情况位头、速度头变化可忽略不计，但压头和阻力损失与流体具体流动过程有关。
压头损失应根据等温、绝热等多种不同过程通过流体的P-V-T关系积分计算。
由范宁摩擦方程可知，对特定的管路系统，系统阻力⊿Pf=B×Qv2，式中Qv为流体的体积流量。
B为流体性质（如密度、粘度等）及流体流经的相应管路、设备性质（如表面粗糙度、形状等）的函数。
一般而言，流体密度、粘度及管路的表面粗糙度越大，B值越大。
气体在管内流动，密度和速度沿管长变化，故总的阻力损失需将管线微分后计算出阻力后积分得出。
由机组安全稳定运行方面考虑，K201、K202均为离心式压缩机，必须避开喘振工况。
喘振是离心压缩机的一种特殊现象，与其结构尺寸、输送的气体性质及具体的工况等有关。
对于任何一台固定结构尺寸的离心机而言，当其转速和出入口气体性质及状态固定时，存在一个最低流量，当压缩机入口流量低于此数值时，就会产生喘振。
离心机转速降低、进气温度过高、进气压力减少、进气分子量、密度或粘度减小等因素使叶轮产生的离心力减小，导致入口段压差减小，不利于将气体吸入压缩机内，可能导致入口流量低而发生喘振；在同样叶轮离心力下，出口管线排气不畅或出口压力升高等因素会使排气量减少，从而使入口气体流量减少也可能引起喘振。
综上所述，影响K201、K202能耗和安全稳定运行的主要为其各段进出口气体的流量、性质、状态及其输送气体所经管路、设备等的压头和阻力损失。
上述因素并不是相互独立的，而是互相影响并为非线性关系。
对本装置而言，系统内气体的流动可近似视为稳态湍流状态（依据？
应该通过Re确定）。
依据装置的设计数据【2】，气体的压缩因子变化范围为0.998～1.0018，可近似视为理想气体。
系统内气体在压缩机和控制阀内的流动过程近似为绝热过程。
气体沿保温良好管线流动无阻力和热量损失，可认为其状态不变。
忽略D202、D203、D204气体的凝液对重整产气量的损失。
依据这些假定对本装置离心机组的压缩过程进行过程热力学分析，再依据实际工况对其结果进行修正，找到使K201、K202既能安全稳定运行且满足工艺要求，又能节能降耗的途径。
（考虑到使用的假定均将其考虑成为热力学的分析，其实是热力学分析，假定了以后对其分析不够，系统做的不够大，没有太考虑气体的实际的所有的状态参数，分析力度还不够，应该加强。
）
2.过程分析
稳态流动过程流体的所有参数仅随空间位置的改变而改变，与时间无关。
因此在某一特定工况下，K201、K202的各段进出口气体的流量、性质、状态等可近似认为都是常数。
为满足工艺要求及机组稳定运行，一些参数值是必须严格约束的，本文称其为过程约束量。
而另外的一些参数可以在一定范围内进行调节，本文称为过程非约束量。
2.1过程约束量分析
K201的进口压力由重整反应产物分液罐D201压力决定，而重整反应产物分液罐D201压力是关系到装置平稳操作及反应性能的重要控制参数，工艺要求必须稳定，其设计值为0.24MPa。
K202的二段出口压力由氢气管网决定，固定为2.1MPa。
重整反应及再生工艺所需的各种用氢的约束参数如表3所示。
其中重整循环氢是为了保持重整催化剂的稳定性，它能起到从催化剂上将积碳前身物清除的作用，从而减小积碳的速度，同时使石脑油以较快的速度通过反应器，并使由于吸热反应产生的温降减少。
因此循环氢量决定于催化剂上允许的积碳速度，而积碳速度又与反应的苛刻度有关。
根据实际情况选用不同的循环氢量，可以使反应在经济合理的条件下进行操作，但在实际操作中由于受到压缩机排量的限制，并为了避免操作的波动，一般很少进行调节。
本装置设计的满负荷精制油处理量178.6T/h时的循环氢量为127177Nm3/h，目前正常操作一直维持在120000Nm3/h左右。
重整产氢量主要取决于重整油处理量、原料油性质、重整反应苛刻度、催化剂水氯平衡等因素，另外也取决于管网用氢的需要。
在正常操作中主要取决于重整处理量及反应苛刻度，当处理量及苛刻度一定时，可近似认为是常数，本文设定为xNm3/h。
由前所述，工艺要求D201压力必须稳定，因此重整产氢必须经K201一段增压后再由K202继续增压全部送至管网，增压氢量过少或过多D201压力都无法稳定，因此K201、K202各段出、入口气量受到重整产氢量的约束。
另外K201、K202各段为了防喘，其入口流量必须大于发生喘振时的最小流量。
K201作为循环氢压缩机，其出口循环氢及置换气经反应系统返回入口，流量远远高于正常工况下K201发生喘振时的流量。
K202有自己的防喘振控制系统，在其一、二段出口均设置了防喘振控制阀。
当其入口流量低于喘振时的流量时，防喘控制阀会打开将出口气返回入口防止机组喘振。
由机组的设计参数和日常正常操作所得的数据分析，其一段入口最低流量约为90000Nm3/h，二段入口最低流量约为75000Nm3/h。
本文假定由一段防喘振阀返回气量为yNm3/h,二段防喘振阀返回气量为zNm3/h，其大小由防喘振阀开度决定。
置换氢、还原氢、增压氢、提升氢和预加氢补充氢为装置反应及再生部分的提供用氢，其流量要求必须稳定。
K201出口压力主要由反应系统的压降、D201压控工艺要求及K202的稳定运行要求决定。
K201作为重整反应循环氢压缩机，反应系统压降越小则循环氢回路系统的阻力损失越小，所需的K201的出口压力就越低。
K201出口又作为K202的入口，其压力过低可能导致K202一段压比过高发生喘振，危及K202机组的安全运行。
由机组的设计参数和日常正常操作所得的数据分析，K201的出口压力在0.57MPa左右，本文设定其为0.57MPa。
K202的一段进口压力由K201的出口压力及系统阻力损失决定。
由前所述，K201出口压力稳定在0.57MPa左右，工艺上不允许波动太大。
当K202一段进口压力、二段出口压力和转速固定的情况下，其一段出口压力也应稳定在设计值1.07Mpa左右。
依据上述约束条件，将K201、K202系统的各部分氢气的约束条件列出，如表3所示。
表3、K201、K202系统过程约束量表
用途
流量（Nm3/h）
最低压力（MPa）
最高压力（MPa）
重整循环氢
约120000
0.24
0.57
重整置换气
700
0.24
0.57
再生还原气
3680
0.24
2.1
再生剂提升气
830
0.24
2.1
再生增压气
平均约为750
0.24
2.1
预加氢补充氢
平均约为750
2
2.1
重整产氢
约为定值，令其为x
0.24
2.1
K202一段氢
x+y,>=90000
0.57
1.07
k202二段氢
x+z,>=75000
1.07
2.1
2.2过程非约束量分析
K201入口气体性质主要取决于重整原料性质、重整反应苛刻度、催化剂水氯平衡、入口分液罐D201的温度和压力等因素。
K202一段入口气体性质取决于K201的出口气体性质和其入口分液罐D202的压力和温度。
二段入口气体性质主要取决于K202一段出口气体性质和其入口分液罐D203的压力和温度。
重整反应发生的裂化反应越低、生成的小分子烃类越少，入口分液罐的温度越低，压力越高，则K201入口气氢纯度越高，密度及粘度越小。
当重整原料、催化剂性质及反应苛刻度基本不变的情况下，重整反应生成物的组成基本不变。
D201压力稳定为0.24MPa，其温度为重整产物空冷器A201冷后温度，取决于重整处理量、环境气温、空冷的换热面积及运行风机的台数等因素。
同理，系统要求的D202、D203压力也较稳定，其温度为其入口空冷器A202、A203冷后温度。
本装置A201、A202和A203各设置了12、2和2台水平干式空冷和风机，其顶部未设百叶窗调节机构；电机转速固定无调速系统，风机均为鼓风式且角度固定无法调节，只能通过开停部分空冷风机对其冷后温度进行调节。
本文设其冷后温度分别为T1，T2和T3。
2.3过程理论能耗分析
理想气体在离心机内的压缩过程和在控制阀内的节流过程可视为绝热过程，其过程理想轴功如式1所示。
由式1可知，能耗与气体流量、气体入口温度、压比和气体绝热指数有关。
气体的绝热指数与气体组成及状态有关。
对于理想气体，状态对绝热指数的影响可以忽略。
对于富氢气体，氢纯度越高则绝热指数越大。
查阅本装置的设计数据【2】，r变化范围为1.26～1.36，为简化分析，可视为常数1.3。
由前所述，理想气体在短距、保温良好的管线内的流动可近似认其状态不发生变化。
依据装置的设计数据及日常操作数据分析【2】，装置内压缩机各段出口气经空冷、分液罐至下一段入口的压降为0.06MPa左右，不可忽略。
为简化计算，本文设定其为0.06MPa不变。
（1）
（2）
（3）
Ps：
入口压力
Pd:
出口压力
Po:
标准状态压力
Ts：
入口温度
Td:
出口温度
To:
标准状态温度
Vs：
入口流量
Vd:
出口流量
Vo:
标准状态下流量
r：
气体绝热指数
Ws:
过程轴功，大于0，为压缩机对气体所做的轴功；小于0，为气体对用功或耗功设备所做轴功。
依据以上假定，联立式2理想气体状态方程及式3绝热过程的气体方程，计算出K201、K202的出入口状态参数及各段理论能耗，结果如表4所示，由表4数据可知，若想降低过程理想能耗，则需降低x,y,z,T1，T2，T3的值。
（没有注意在计算过程中应采用的是绝压！
，可加上经济性，及功效率的概念。
）
表4、K201、K202出入口状态及能耗表
气体位置
V0（Nm3/h）
P（MPa）
T（K）
Ws（J/h）
K201入口
120700+x
0.24
T1
350（120700+x）T1
K201出口
120700+x
0.57
1.22T1
K202一段入口
x+y,>=90000
0.51
T2
295.4（x+y）T2
K202一段出口
x+y,>=90000
1.07
1.18T2
K202二段入口
x+z,>=75000
1.01
T3
291.5（x+z）T3
K202二段出口
x+z,>=75000
2.1
1.18T3
K202一段防喘阀入口
Y
1.07
1.18T2
-261.6yT2
K202一段防喘阀出口
Y
0.57
1.18T1
K202二段防喘阀入口
Z
2.1
1.18T3
-278.6zT3
K202二段防喘阀出口
Z
1.07
1.18T2
3.过程节能探讨
3.1减小K202一、二段防喘阀开度
由前所述，重整产氢x需根据氢管网要求及重整处理量决定，本装置不能随意调整。
依据上述分析的约束条件，在满足机组安全运行及工艺要求的基础上，可计算出满足过程约束条件下理论上y和z的最小值，结果如表5所示。
由表5数据计算可知，当x<75000Nm3/h时，K202的一、二段入口流量为定值，x越小，消耗在控制阀上的能量越大，过程越不经济。
当x>90000Nm3/h时，控制阀上没有能耗，过程最经济。
75000Nm3/h由上述分析可知，装置产氢量越大，机组运行能耗越大，但经济性越好。
由前假设可知，表5所列数据忽略了D202、D203、D204中的气体凝液造成的重整产气量x的损失，实际操作时应依据各段气组分分析结果，计算出重整产氢的损失并对表5中的数据进行修正。
（过程中分析忽略的部分可以通过类似增湿及减湿法去进行理论计算，H2认为是载气，其余的为可凝结液体，其含量取决于湿度，在接触过程中，考虑过程，是否可以认为其在实际情况可认为是饱和的？
可否依据这个对过称的分析进行进一步的深入？
）
表5、y、z理论最小值
x变化范围
X<=75000
75000x>=90000
Y
90000-x
90000-x
0
Z
75000-x
0
0
K202一段氢
90000
90000
x
K202二段氢
75000
x
x
目前本装置的二段防喘振阀处于防喘振自动控制状态，一段防喘振阀处于防喘振与D201压力两者的自动高选控制状态（控制系统见附图1）。
防喘振自动控制是指将实际工况下各段进出口气温度、压力等参数代入厂家的喘振流量计算程序（见附图2）中算有一定安全裕度的最低入口流量，用此流量作为该段入口流量的的给定值，通过该段防喘控制阀开度控制其实际入口流量等于该给定值。
按日常操作情况来看，K202二段的入口流量基本处于最小流量。
为保证D201压力稳定，要求正常操作情况下一段防喘振阀由D201压力控制，即要求实际流量稍高于最小流量以避免防喘阀由防喘振控制造成D201压力波动。
实际操作过程中，外来的波动可能会使入口流量低于最小流量，此时防喘控制起作用会使防喘振阀迅速打开防喘，造成压缩机运行工况的大幅波动，正常操作中应极力避免出现这种情况。
另外考察本装置K202的一段防喘自动控制系统，可能是控制参数设置不当，造成其入口流量一旦低于最小流量其防喘阀马上全开。
可以考虑将其控制作用改成如二段自动控制相同的定流量控制效果，并给出报警提示操作人员调整，使D201压力不至于波动过大。
若控制作用选择合适则既保证了机组运行安全，又不会造成工艺上的大幅波动。
3.2降低空冷冷后温度（减湿程度）
由表4数据可知，可通过降低A201、A202和A203的冷后温度降低机组的理论能耗。
从工艺上来说，A201、A202和A203的冷后温度越低，越有利于小分子烃类的冷凝，从而减少D201、D202和D203顶气体中携带的烃类，提高了装置液收率和产氢纯度。
同时随着循环氢的氢纯度提高，实际需要的循环氢量也可以适当降低，从而降低K201的排量。
从机组运行方面来说，随着入口气体的氢纯度的提高，气体密度和粘度都会降低，有利于降低气路系统的阻力损失；但压缩机组需提高转速才能满足工艺需要的压力和流量，增加了压缩机组的磨损和动力损失，另外机组的转速也有一定的调节范围，不能无限提高。
空冷冷后温度还受到环境温度的限制，两者之间的差值越接近空冷的冷却电耗越高。
另外由表4数据可知，随着K201入口温度的降低其出口循环氢温度也会降低，势必加大F-201的燃气耗量。
三者应综合考虑。
依据石油化工设计能耗计算标准（GB／T+50441-2007）中规定折算，K201节汽1T相当于节电84.6KW·h，K202节汽1T相当于节电46.2KW·h，1Nm3燃料气相当于耗电0.483KW·h（装置燃料气低热值取41044KJ/Kg,密度取0.78Kg/Nm3），可依据实际情况选择经济的方式操作。
在重整处理量、苛刻度、运行空冷电机台数固定的情况下，空冷冷后温度为环境条件的函数。
环境条件受气温、湿度、季节、昼夜和风力等因素影响较大，其变化势必引起冷后温度的变化，若变化过快或操作调整不及时会引起工艺上的较大波动并危及压缩机组的安全运行。
取装置2008年12月9日的部分实际操作数据来说明，当天重整处理量为139T/h，反应温度为503℃。
K201、K202的各项数据如表6、表7所示。
由表6可知，随着D201温度的降低，K201的入口流量、出口温度、出口压力和汽耗都随着降低。
为了维持K201的出入口压力以保证工艺和K202稳定运行要求，手动对K201、K202进行提速。
但由于温度下降速度较快，为防止发生波动于8：
50停A201电机一台，A201冷后温度上升，使K201的入口流量、出口温度、出口压力和汽耗都随着升高。
随着气温升高，D201温度也随之上升，于11：
30又开A201电机一台，随着A201冷后温度的下降，K201的入口流量、出口温度、出口压力和汽耗又随之下降。
由表7可知，随着D201冷后温度的变化，K202的各项参数呈现了与K201相似的变化趋势，即随着D201温度的升高，K202的入口流量、出口温度、出口压力和汽耗随之升高，反之亦然。
将表6的实际操作数据与表4对比可知，K201的出口温度虽与入口温度之比近似为常数，但并不等于假定的1.22，而近似为3.09。
这主要是因为在实际工况下，气体为真实气体，在实际压缩过程中有阻力损失，由这部分阻力损失转化的热能使气体的温度升高。
另外气体实际压缩过程难免会与环境有一部分热交换，因此实际气体的在离心机中的压缩过程并非理想的绝热过程，而是多方过程，需用多方指数m对绝热指数进行修正。
依据表6数据计算出K201压缩过程的多方指数约为3.5，同理可算出K202压缩过程多方指数约为3.38。
在实际操作中应依据K201、K202压缩过程的多方指数对表4中的数据进行修正。
（这一段讨论很好，上面的产氢量讨论就不够深入，故应该加强）
另外通过表6、表7数据可知，重整反应条件不变的情况下，当D201的冷后温度由36.5℃降至25.5℃时，两台压缩机组可节汽16T/h，节汽效果十分显著。
但由表中数据也可知，实际操作过程中开停空冷电机可能会引起冷后温度的快速大幅波动。
如表6中数据显示，上午8：
表6、K201运行参数
时间
Ts,D201温度（℃）
入口流量（Nm3/h）
Td,出口温度（℃）
出口压力（MPa）
转速
汽耗（T/h）
Td/Ts
6:
00
30
191430
93.4
0.577
4150
53.32
3.11
8:
30
27.4
185174
90.1
0.567
4150
51.9
3.28
8:
50
25.5
184770
89.4
0.566
4180
51.4
3.5
10:
00
35.3
211122
103
0.611
4080
59.7
2.91
11:
30
36.5
212974
104.8
0.614
4080
60.3
2.87
12:
00
30
191625
95
0.574
4150
52.8
3.17
14:
30
33
195680
96.4
0.58
4100
55.1
2.92
15:
00
32.7
195010
96.1
0.581
4100
53.53
2.93
表7、K202运行参数
时间
D202温度（℃）
D202压力（MPa）
一段排量
D203温度（℃）
D203压力（MPa）
二段排量
转速
汽耗
6:
00
38.8
0.514
119811
39.1
0.514
75845
6430
96.9
8:
30
34
0.51
112877
34.6
0.51
75321
6380
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