吸收稳定系统

吸收稳定系统（精选6篇）

吸收稳定系统 篇1

1 前言

180万吨/年A R G G装置于1999年10月建成投产。2009年为适应国Ⅲ汽油标准、配合产品升级, 2009年8月~9月进行了MIP C G P技术应用改造。2010年9月装置进行了用能优化改造, 实现与二套常减压装置的原料热联合;与二套气分装置实现顶循外输热联合, 与加氢改质装置实现柴油外送热联合。

2 改造原因

装置加工能力180万吨/年, 以减压渣油为主要原料 (占53%左右) , 常渣占20%左右, 2008年统计能耗67.41千克标油/吨, 尽管装置采用了多产液化气方案, 但与国内同类装置相比, 能耗还是比较高的。

存在的主要用能问题是:装置冷进料, 温度75℃左右, 使中压产汽量减少约16t/h;两器型式先天不足, 多段供风的管式烧焦再生形式较正常的再生形式床层压降高出30k Pa左右, 造成烟机入口压力偏低, 使电耗增加约2500k W;中压产汽偏低, 除进料温度低的影响外, 回炼轻汽油23t/h、分馏二中给稳定塔供热也是中压蒸汽产量偏低的重要因素;装置换热流程不够优化, 分馏一中 (抽出温度242℃) 热量向温度低 (100-110℃) 的解吸塔底重沸器大量供热 (11862.6k W) , 分馏二中 (抽出温度280℃) 向稳定塔底重沸器供热, 存在能级浪费问题;柴油抽出热量、顶循热量和分馏一中热量作为低温热使用, 较为浪费;进入省煤器的除氧水预热流程不合理, 少产中压饱和蒸汽10t/h左右;装置塔顶油气热量大, 可以进一步回收;雾化蒸汽、松动蒸汽和汽提蒸汽用量比一般装置用量大5t/h左右。

二套ARGG装置, 开工期间, 由于分馏部分一中回流建立较慢, 导致稳定系统解析塔无热源, 系统无法进行解析操作, 被迫气压机入口放火炬, 时间达几个小时, 每小时放火炬七八十吨 (压缩富气, 主要成分液化气和汽油及瓦斯) 损失达几十万, 时间越长, 损失越大。

3 改造后工艺流程说明

吸收塔顶操作压力~1.3MPa (绝) , 从D-10301来的压缩富气进入吸收塔C-10301自下而上逆流与来自D-10201来的粗汽油和补充吸收剂泵P-10304/1、2送来的稳定汽油 (补充吸收剂) 逆相接触。气体中的C3及C3以上的更重组分大部分被吸收, 剩下含有少量吸收剂的气体 (贫气) 去再吸收塔C-10303, 为了取走吸收时放出的热量, 在吸收塔用P-10302/1-4分别抽出四个中段回流, 经中段回流冷却器E-10307/1-8冷却后再返回吸收塔。在D-10301中平衡汽化得到的凝缩油由凝缩油泵P-10301/1、2抽出后, 经解吸塔进料-稳定汽油换热器E-10302/1-2换热至55℃进入解吸塔C-10302顶部。解吸塔顶操作压力1.4MPa (绝) , 温度50℃, 解吸塔底部由解吸塔底重沸器E-10301/1-2提供热量。用分馏部分中段回流作为热载体, 以脱除凝缩油中的C2组份。塔底抽出的脱乙烷汽油送至汽油稳定系统。贫气从吸收塔顶出来进入再吸收塔C-10303, 操作压力1.25MPa (绝) 。与从分馏部分来的贫吸收油 (轻柴油) 逆流接触, 以脱除气体中夹带的轻汽油组份, 经吸收后的气体 (干气) 送至脱硫装置, 富吸收油则靠再吸收塔的压力自流至E-10205/1-2, 与贫吸收油换热后再返回分馏塔。

脱乙烷汽油从解吸收塔底出来, 自压进入稳定塔进料换热器E-10303/1-4, 和稳定汽油换热后进入稳定塔C-10304。塔的操作压力1.15MPa (g) , 丁烷和更轻的组份从塔顶馏出, 经过塔顶冷凝冷却器E-10308/1-8冷却后进入塔顶回流罐D-10302, 液体产品 (液态烃) 用稳定塔顶回流泵P-10305/1、2升压, 大部分作为稳定塔顶回流, 另一部分作为化工原料送至脱硫装置。稳定汽油自塔底靠本身压力依次进入E-10303/1-4、E-10302/1-2, 换热后再进入稳定汽油—除盐水换热器E-10310/1-2、稳定汽油空冷器EC-10302/1-4、稳定汽油冷却器E-10309/1-2, 冷却到40℃。一部分作为补充吸收剂用P-10304/1、2送至吸收塔, 其余部分送往脱硫装置。稳定塔底重沸器E-10304/1-2的热源来自分馏部分第二中段循环回流和分馏塔一中段回流。

4 改造效果

现增加二中临时热源线, 利用分馏二中回流从稳定塔返分馏塔的余热作为解析塔的热源, 临时为解析塔加热, 在装置开工初期, 保证稳定系统有一定的解析能力, 减少放火炬时间, 减少损失, 2011年11月8日开工时减少放火炬时间两至三小时以上, 同时保证装置开工平稳, 减少不凝气释放, 减少由于开工不凝气释放对高瓦系统的冲击, 达到安全平稳开工。

摘要：通过对炼油流程的优化, 实现与二套常减压装置的原料热联合;与二套气分装置实现顶循外输热联合, 与加氢改质装置实现柴油外送热联合。使装置改造后, 3.5MPa蒸汽外输增加21.5t/h, 1.0MPa蒸汽外输增加1.0t/h, 外输热降减少3.0个能耗单位, 装置总能耗下降3.468kgEo/t。

关键词：流程优化,节能,降耗

吸收稳定系统 篇2

1 存在的问题

采用新工艺后, 液化气收率提高至22%, 但随着富气量增加, 吸收稳定系统原有的气液相和热量出现不平衡现象, 表现出来的问题主要是:

(1) 由于粗汽油量相对减少, 需要增大稳定汽油作补充吸收剂量, 造成稳定汽油冷却负荷不足, 稳定汽油进吸收塔温度达到40 ℃以上, 远远高于设计值 (设计值为28 ℃) , 吸收塔顶操作温度达到45 ℃以上。

(2) 压缩富气量和液化气量增大及补充吸收剂量提高后, 压缩富气表面蒸发空冷器、稳定塔顶表面蒸发空冷器及稳定汽油表面蒸发空冷器出口温度均高于原设计值, 分别达到50 ℃、45 ℃、60 ℃以上。

(3) 产品干气中C3以上组分含量超标, 夏季平均达到11.44 V% (2007年7～8月平均值) , 冬季达到4.61 V% (2007年1月平均值) 。

(4) 随着液化气量增加, 稳定塔内气相负荷增大, 为控制液化气C5含量不超标, 降低稳定塔底操作温度, 导致稳定汽油饱和蒸气压偏高。

(5) 新鲜水在催化装置换热升温后送至除盐水站作原水, 在除盐水站运行中, 经常要调整原水流量, 致使粗汽油冷却器和稳定汽油冷却器新鲜水量波动大, 造成粗汽油和稳定汽油进吸收塔温度高。

2 原因分析

在催化裂化装置吸收稳定系统操作中, 吸收过程操作的好坏与很多因素有关, 如液气比、操作温度、压力, 吸收剂和被吸收气体的性质, 塔内气液流动状态, 塔盘数以及塔盘结构 (或填料高度及填料结构) 等。为提高吸收推动力, 在选定吸收操作的工艺条件时, 降低吸收剂温度, 选择对组分溶解度较大的吸收剂, 或者增大液气比、提高压力等, 都是使吸收-解吸平衡曲线向吸收方向移动的有效措施。

对本装置吸收塔而言, 被吸收气体流量增加, 液气比降低, 温度升高, 都是不利于吸收的, 因此造成干气中C3以上组分含量超标。要改变这一情况, 只能通过降低温度, 增大液气比, 提高吸收传质能力来实现。

对于稳定塔而言, 液化气量增加, 稳定塔的液气比也降低, 气相速度增大, 传质能力降低, 塔内气相中的重组分容易被向上带, 造成的结果必然是在相同的塔底温度下, 塔顶液化气产品中C5含量升高。但是为控制液化气质量, 降低稳定塔底温度, 却造成塔底液相中轻组分含量增大, 汽油饱和蒸汽压升高。要改变这一现状, 必须增大液气比, 提高传质能力和分离效果。

3 解决方案

对于吸收稳定系统出现气液相不平衡的问题, 委托北京泽华化学工程有限公司对催化裂化装置吸收稳定系统进行了水力学核算。通过对核算结果的分析, 结合2008年催化裂化装置检修时间安排和现场实际布置情况, 制定催化裂化装置吸收稳定系统技术改造内容如下:

(1) 更换吸收塔塔盘30块, 增加开孔率到7%, 选用ADV高效浮阀塔盘。

(2) 更换稳定塔提馏段塔盘23块, 增加开孔率到7%, 选用ADV高效浮阀塔盘。

(3) 增加粗汽油冷却器和稳定汽油冷却器循环水跨线, 2台冷却器使用循环水冷却。

(4) 增加一条管线, 将稳定塔顶回流罐卸压线引至气压机中间分液罐。

通过增大吸收塔和稳定塔提馏段塔盘的开孔率, 降低塔内气相流速, 增大液气比, 提高了传质能力;稳定流量的循环水, 保证了粗汽油冷却器和稳定汽油冷却器的冷却效果;稳定塔顶回流罐卸压线原先与干气线连接, 在塔顶压力高时将液化气泄压至干气管网, 改造后液化气泄压至气压机中间分液罐, 液化气被气压机压缩后重新进入吸收稳定系统回收。通过改造实现干气中C3以上组分含量控制在5 V%以下;稳定汽油饱和蒸气压合格;液化气中C5含量不大于2 V%。

4 运行情况及经济效益

催化裂化装置于2008年4月27日开车, 并逐渐提量调整。5月2日由于晃电, 导致主风机自保, 在随后的开车过程中, 汽轮机发生损坏, 催化裂化装置被迫停工。5月17日重新开车, 运行中出现沉降器跑剂量大, 需要大量补充新鲜剂以维持藏量, 造成催化剂活性高, 反应生成气量大, 吸收稳定系统气相负荷大。经过几次调整, 无法彻底解决跑剂的问题, 装置于8月26日被迫停工检修。9月1日开工后运行正常。工艺参数统计如表1。

分析表1数据, 干气中C3以上组分含量各月平均值, 6～8月在5.0 V%附近, 相比2007年7～8月平均值11.44 V%有大幅度下降, 说明在条件较为苛刻的夏季干气中C3以上组分已基本达到目标值。随着秋季气温降低, 9～10月平均值逐月下降, 效果更加明显, 达到改造的目标;稳定汽油饱和蒸气压合格;液化气中C5含量不大于2.0 V%。

该项目技术改造投资费用约为45万元。改造后, 干气中C3以上组分平均按降低4 V%计算, 改造后运行8个月, 回收C3以上组分约400 t, 以民用液化气均价0.45万元·t-1计算, 预计2008年增加效益约180万元。

通过对催化裂化装置吸收稳定系统的技术改造, 部分解决了吸收稳定系统中原有气液相和热量不平衡的问题。改造后, 系统操作条件得以改善, 产品质量得以控制, 实现了改造的目标, 且经济效益相当可观。

5 遗留问题及建议

催化裂化装置目前加工能力为50万t·a-1, 反应部分采用产气方案后, 将增大富气量, 必然造成吸收稳定系统负荷增大, 操作弹性降低, 产品质量难以有效控制, 已经成为催化裂化装置平稳操作的瓶颈问题。虽然进行了技术改造, 但仅仅是改善了操作条件, 干气中C3以上组分只达到≤5 V%的目标, 还没有实现≤3 V%或更低的目标。要彻底解决吸收稳定系统操作瓶颈的问题, 必须要进一步进行技术改造工作, 提供以下几点建议:

(1) 以反应部分产气方案最大的富气量和物料平衡为依据, 对吸收稳定系统包括气压机部分重新进行工艺核算, 并以操作负荷到120%为上限, 对整个系统进行技术改造。

(2) 气压机一级凝缩油送至吸收塔二中管线作为补充吸收剂, 增大二中返塔液相流量, 以改善吸收效果;或者将凝缩油送至反应提升管直接回炼, 可提高液化气收率、相应提高丙烯产量。

(3) 使用溴化锂制冷技术, 降低粗汽油、稳定汽油、吸收塔一中、二中进吸收塔温度, 降低吸收塔操作温度, 进一步将干气中C3以上组分控制到≤1.5 V%, 则可以大幅提高液化气和丙烯收率, 经济效益将更为可观。

(4) 优化吸收稳定系统换热流程, 合理充分利用低温热能, 降低催化裂化装置能耗:稳定汽油经稳定塔进料换热器、解吸塔中段重沸器与脱乙烷汽油、解吸塔中段换热后, 实际温度还在120 ℃左右, 直接去稳定汽油表面蒸发空冷器, 浪费了低温热能, 可在表面蒸发空冷器前增加1台换热器, 稳定汽油与解吸塔进料进行换热, 则可以降低解吸塔底重沸器的热量负荷;压缩富气出气压机温度在110 ℃, 这部分热量通过压缩富气表面蒸发空冷器被带走, 同样浪费了低温热能, 可以考虑增加1台换热器, 与解吸塔进料或者富吸收油换热, 提高解吸塔进料或者富吸收油进塔温度。

参考文献

[1]林世雄.石油炼制工程 (第2版) [M].北京:石油工业出版社, 1988.

[2]宫超.优化催化裂化装置吸收稳定系统回收干气中的丙烯[J].炼油技术与工程, 2007, 37 (6) :22-27.

[3]蒋建莉.溴化锂吸收式制冷系统在炼油厂的应用[J].南炼科技, 2001, (2) .

[4]张可伟.重油催化裂化装置吸收稳定系统流程改进及操作优化[J].石油炼制与化工, 2007, 38 (12) :16-19.

吸收稳定系统 篇3

1 延迟焦化流程模拟分析

延迟焦化是一种热裂化工艺, 在原油生产中得到了广泛应用。使用该工艺技术对原料没有过多限制, 可以从原油中分离得到焦化汽油、焦化柴油和焦化气体等。运用流体模拟技术对延迟焦化过程展开分析, 可以利用计算机知识和过程系统工程技术等多种科学技术完成延迟焦化流程模拟, 从而完成对各种延迟焦化方案的评价, 从而为方案的优化提供科学的依据。使用该技术对延迟焦化系统展开分析, 可以通过数学建模完成各种平衡的分析计算, 然后通过求解模型进行现实过程的反映。在这一过程中, 对相关工艺参数进行计算, 则可以发现装置存在的问题。而运用动态流程模拟, 则能够完成装置运行状况的实时监控, 从而为实现装置改进提供指导[1]。在对新工艺技术进行开发时, 使用该技术可以降低技术开发成本, 并且缩短技术的开发时间。目前, 在工艺设计和过程分离中, 该技术得到了广泛应用。

2 延迟焦化主分馏塔和吸收稳定系统的优化

2.1 主分馏塔的优化

2.1.1 流程模拟

在延迟焦化工艺装置中, 热渣油经过裂解、缩合等反应后将聚集形成焦炭, 生成的油气会从焦炭塔顶进入主分馏塔。经过分馏, 则能够得到粗汽油、循环油、柴油和富气等物质。对主分馏塔进行优化, 还要构建主分馏塔模型, 然后利用相关工艺数据实现分离过程设计。通过计算分析, 则能够完成工艺参数的优化, 从而使分馏塔的分离效率得到提高, 并且使装置的能源利用率得到改善。在实际进行模拟流程构建时, 考虑到主分馏塔的塔板效率不高, 可以使用Aspen Plus进行模拟流程的构建。经过试验和调试, 可以将塔板效率设定为0.45, 然后利用Petro Frac模型完成回流温差、回流换热负荷和回流量等参数的设置。结合有关研究成果可以发现, 需要对分馏塔进行分段处理, 从而实现脱过热段的简化分析。通过模拟分析可以发现, 标定值与模拟值间只存在较小的差异, 柴油和蜡油干点符合生产指标。由此可以看出, 塔板效率的选取在热力学上较为合理。而在对主分馏塔进行优化时, 则可以应用模拟软件实现装置工艺参数优化和操作调整。

2.1.2 优化分析

通过分析模拟结果可以发现, 主分馏塔在循环取热上之所以存在热量效率不高的问题, 主要是由于其顶部循环的温位过低。为实现装置的优化, 还要对各段回流取热展开分析, 然后在确保产品的同时通过模拟计算获得优化工作参数。而采取该方法完成装置优化后发现, 主分馏塔中段取热量和柴油取热量得到了有效提高, 顶循环取热量则有所降低, 有利于提升装置的经济效益[2]。此外, 为实现装置的操作优化, 可以在从吸收塔中取出富吸收油时, 对其进行加热处理, 然后再放入分馏塔中。而利用130°的热源进行富吸收油的加热处理, 则能够使主分馏塔的热效率得到有效提升。

2.2 吸收稳定系统的优化

2.2.1 流程模拟

吸收稳定系统为延迟焦化的后部处理过程, 可以利用精馏和吸收的方法将从主分馏塔塔顶的油气分离器中得到的粗油气和富气分离成稳定汽油、干气和液化气。对该系统进行流程模拟, 需要使用Heat exchange模型, 从而完成解析塔和吸收塔的构建, 然后输入参数进行模型运行。完成再次吸收塔和稳定塔的构建后, 需要输入参数并运行, 然后对得到的模拟结果进行分析。通过分析发现, 模拟值与标定值相等, 所以模型具有一定合理性。

2.2.2 优化分析

在对吸收稳定系统进行优化时, 需要完成各个塔的重要操作变量的灵敏度分析, 从而获得清晰的图例。利用这些图例, 则能够为吸收稳定系统的操作提供指导, 继而实现系统优化。而在这些图例中, 包含干气质量达标情况、参数调节等内容。利用水力学关系图, 则可以为工艺设计人员实现工艺参数优化提供指导。完成稳定塔的模拟分析后, 可以发现将其进料方式改造为下步进料后, 其分离效果明显得到了改善。而在解析塔的优化方面, 则采取了两级进料方式实现了装置优化, 从而使装置达到了最优的节能效果[3]。由此可见, 在实际进行吸收稳定系统优化时, 需要根据原料形式完成进料方式的调整。

3 结语

总之, 通过流程模拟对延迟焦化主分馏塔和吸收稳定系统展开热力学分析, 可以通过分析灵敏度发现影响系统运行效率的因素。而结合分析结果进行优化策略的采取, 则能够实现装置的优化改造和操作调整, 从而使装置的运行效率得到提高。

摘要：在炼制石油的过程中, 延迟焦化工艺装置发挥了重要的作用。基于这种情况, 本文针对该种工艺装置中的主分馏塔和吸收稳定系统的运行流程进行了模拟分析, 然后结合模拟分析结果实现了装置工艺参数和操作的优化, 以期使装置的运行效率得到进一步提升。

关键词：延迟焦化,主分馏塔,吸收稳定系统,优化

参考文献

[1]阎龙, 赵瑞峰, 张金先等.延迟焦化吸收稳定系统流程模拟与优化分析[J].石油学报 (石油加工) , 2011, 05:760-765.

[2]侯章贵, 梁嘉达, 周雨泽等.延迟焦化装置主分馏塔分离深度模拟研究[J].石油炼制与化工, 2015, 04:33-39.

吸收稳定系统 篇4

1 催化裂化主分馏塔和吸收稳定系统的全流程模拟

1.1 催化裂化主分馏塔的流程模拟

主分馏塔装置流程简介

此炼厂催化裂化分馏塔的流程 (图1) 图可见, 主分馏塔一共有30块塔板, 塔底有8块人字形挡板。反应油气进入分流塔底后, 经过人字挡板和循环油浆换热后, 洗涤催化剂并脱出过热量, 并向上通过每层塔板分离, 从而得到富气、柴油、油浆、回炼油等。主分馏塔的顶循环回流、部分回炼油循环及中段循环回流等, 可以有效取走塔内过剩热量。

1.2 流程模拟

通过分析主分馏塔的情况, 可以为工艺参数的优化及设计提供参考数据。厂家结合自身情况, 改造主分馏塔可以获得不同的馏分。通过建立模拟流程, 可以准确反映实际生产的情况降低分析成本。模拟策略主要有两种, (1) 目前, 分馏塔底部脱过热段有8层人字形挡板, 上返塔循环油浆可以经挡板顶部进入, 并将油气携带的焦炭粉末清除掉, 分离部分重质油, 将其作为循环油应用, 同时, 循环油下回流也可以有效避免塔底温度较高引起的结焦问题。在实际模拟操作中, 可以将8层人字形当做2层实际塔板, 1块理论板。 (2) 结合物料平衡的原理, 将水蒸气、柴油、油浆及液化石油气等出料作为反应油气并进行计算。此次模拟流程采用可以闪蒸的Flash模块、分流的Fsplit模块、可以换热的Heater模块、可以进行石油组分分离的Petro Frac模块。因Petro Frac模型计算精度精密, 并自带汽提塔, 因此更适用于石油模拟。采用模拟软件Aspen plus建立的主分馏塔流程图如下所示 (图2) 。

1.3 吸收稳定系统的流程模拟

吸收稳定系统流程具体见图3。

对吸收稳定系统进行模拟的实验是基于主分馏塔模拟的前提下建立起来的, 且主分馏塔的模型、操作参数以及物性方法等都不存在差异。对于吸收稳定系统的解吸塔、吸收塔、以及稳定塔等, 都可以选择Radfrace模型, 换热器可以使用Heater模型, 油气分离器可以采用Flash2模型, 加压可以采用Comper模型。

模拟策略:主要对催化裂化的分流过程进行模拟分析, 催化裂化的分馏系统环节比较多, 对多重循环进行模拟计算有较难收敛, 可采用下列措施处理流程中的循环。一是保留再吸收塔出来的富吸收柴油和主分馏塔的循环;二是保留补充吸收剂循环, 将塔底稳定汽油送到塔顶, 增强吸收效果;三是直接打断分馏塔与再吸收塔直接的柴油循环, 将裂化柴油的组成性质作为再吸收塔进料的依据。

2 催化裂化主分馏塔和吸收稳定系统的优化分析

2.1 主分馏塔的优化分析

(1) 汽油产品的质量控制。汽油是催化裂化的主要产品, 对分馏塔进行实际操作时, 无法用领回流调节热平衡, 增加了操作成本及设备费用。因此, 可以通过调节塔顶循环回流量和返回温度控制汽油干点温度, 模拟结果显示, 顶循环回流量和返回温度都会对汽油干点温度带来影响。 (2) 柴油产品的质量控制。进行分离操作时, 可以对柴油抽出量、中段回流取热等进行调节, 从而控制柴油干点温度。模拟结果显示, 柴油抽出量增加后, 柴油95%馏出点温度也会有相应增加。固定分馏塔中段循环返回温度情况下, 中段循环抽出量越大, 柴油95%馏出点温度越低。此外, 分馏塔中段循环抽出量为恒值的情况下, 其返回温度越高, 柴油95%馏出点温度也会越高。

2.2 吸收稳定系统的优化分析

吸收稳定系统流程比较复杂, 各个塔直接存在密切关系, 互相影响, 对吸收效果、产品质量等带来较大影响。 (1) 吸收塔受吸收温度及压力的影响比较大, 低温虽然利于吸收, 但温度受冷却水的限制, 温度不是很低。吸收压力受多种因素的限制, 压力加大后, 不利于解吸。因此吗, 为了提高解吸塔效果, 需要将吸收塔液气比控制在合理范围内。 (2) 解吸塔的操作过程中, 对解吸效果具有较大影响的因素是解析塔进料温度, 解吸效果良好的情况下, 可以在一定程度上确保塔顶不出不凝气。 (3) 稳定塔的关键因素是要深度稳定, 不仅可以回收液化石油气, 还可以提高补充吸收剂的质量, 获得良好的吸收效果。

3 结语

通过模拟主分馏塔, 可以看出其余热分配对柴油或者汽油的质量具有较大影响, 且主分馏塔的顶循环热量越大, 汽油干点越低, 柴油95%馏出点温度越高。通过模拟吸收稳定系统, 可以看出适当补充吸收剂用量, 可以提高增强吸收效果。因主分馏塔和吸收稳定系统具有一定的关联性, 因此, 将两者联合起来进行全流程模拟, 具有重要价值, 对催化裂化分离系统的设计、生产等有重要意义。

参考文献

[1]代广超;程明.催化裂化吸收稳定系统流程模拟与优化[J].化学反应工程与工艺.2012.

[2]周文娟.催化裂化主分馏塔和吸收稳定系统工艺模拟与改进研究[J].天津大学.2005.

吸收稳定系统 篇5

1 工艺流程

工艺流程图如图1所示:

来自CO2汽提塔顶部的气体进入E3108内,在此部分NH3和CO2被来自S3104的工艺循环水冷凝和吸收,然后送到NH3/CO2吸收塔C3103的底部。C3103操作条件为压力0.45Mpa,温度50℃,吸收塔中的气体吸收,由喷入的工艺循环水和用P3109再循环泵并被换热器E3109冷却的溶液来实现。吸收塔C3103还接受和吸收氨回收系统的氨塔C3107送来的物料,离开C3103顶部的非冷凝气体被送往氨洗涤塔C3105,C3103底部的溶液用泵P3108送到预热器E3108,然后送到急冷塔C3101。

2 工艺原理

由于NH3/CO2吸收塔的操作是要将NH3、CO2全部吸收下来,在吸收过程中温度要升高,所以用泵将吸收后温度较高的溶液通过冷却器进行大量循环降温,以增加NH3、CO2的溶解度。NH3/CO2吸收塔采用的是填料塔,塔内气液流动方式是逆流接触,从塔顶洒下的液体在往下流的过程中,沿着填料的表面广为散布,与自下而上的气体接触,由于气液两相不是逐次地而是连续地接触,故两相的浓度沿着填料层连续的变化,但在填料的任何截面上两相都没有达到平衡,总有一定的推动力存在,溶液从塔底流出前与进入的气体相接触,可使溶液的浓度尽量提高;经吸收后的气体从塔顶排出前与入塔的液体接触,又可使出塔的气体中的NH3、CO2的浓度尽可能的降低。

3 NH3/CO2吸收塔的操作线方程与操作线

在NH3/CO2吸收塔运行中,换热器E3109使塔温度保持在50℃,通过泵P3109的循环,气液两相逆流接触,从CO2汽提塔气相出来的气体中含NH3和CO2的质量百分比分别为47%和9%,视NH3为关键组分。

如图2为吸收塔的物料衡算图:

V,L———分别为单位时间内通过吸收塔的惰性气体量,溶剂量;

Y,Y1———分别为m-n截面,进塔气体中溶质组分NH3的摩尔比;X,X1———分别为m-n截面,出塔液体中溶质组分NH3的摩尔比;在图2中的m-n截面与塔下端之间作组分NH3的衡算,得到:VY+LX1=VY1+LX即吸收塔的操作线方程:Y=LX/V+(Y1-LX1/V)

如图3标绘的直线BT,即NH3/CO2吸收塔的操作线

图3中,曲线Y*=f(x)为气液平衡线,在进行吸收操作时,在塔内任一横截面上,溶质在气相中的实际分压总是高于与其接触的液相平衡分压,所以吸收操作线总是位于平衡线的上方。

4 影响NH3/CO2吸收塔操作的主要因素分析

吸收操作的结果最终表现在出口气体的组成上,由于吸收塔的气体进口条件是由前一工序决定的,因此影响吸收塔操作结果的主要因素有吸收剂工艺循环水的流量、浓度和系统的温度、压力等。

4.1 吸收剂流量大小对操作的影响

若系统负荷稳定,在吸收塔中,单位时间内通过吸收塔的惰性气体流量V值已经确定,故若减小吸收剂用量L,操作线的斜率L/V就要变小,点B便沿水平线Y=Y1向右移动,其结果使出塔吸收液的浓度加大,而吸收推动力相应变小。反之,若增大吸收剂用量,则点B将沿水平线向左移动,使操作线远离平衡线,过程推动力增大,但超过一定限度后,这方面的效果不明显,而溶剂的消耗、输送及回收等相关操作费用急剧加大。

4.2 吸收剂进口浓度对操作的影响

当气液两相在塔底接近平衡时,提高吸收剂进口用量,吸收效果并不明显,此时调节吸收剂进口浓度可控制吸收效果,降低吸收剂进口浓度,液相进口处的推动力增大,全塔平均推动力也会随之增大,反之,推动力减小,吸收率降低。

4.3 吸收塔的温度对操作的影响

降低吸收塔的温度,会使气体的溶解度增大,相平衡常数减小,平衡线下移,平均推动力增大,使吸收效果变好,反之,吸收效果会变差。

4.4 吸收塔的压力对操作的影响

提高塔的压力有利于增大气体的溶解度,反之,气体的溶解会减小,压力的波动对吸收效果具有重要影响。

5 稳定NH3/CO2吸收塔操作方案

5.1 根据系统负荷的大小,及时调整吸收剂工艺循环水量

在整个系统运行过程中,经常会遇到系统加减负荷,当系统负荷增加时,CO2汽提塔气相管线出来的气体量增大,此时为保证吸收效果,要适当增加工艺循环水量。当系统减负荷时,为节省系统运行费用,在不影响吸收效果的情况下,应适当减小工艺循环水量。

5.2 保证氨回收系统的正常运行,避免由于工艺循环水中NH3浓度太高而影响吸收效果

吸收塔中所用的吸收剂即工艺循环水和塔底接受来自氨塔的物料均来自氨回收系统,因此氨回收系统的正常运行与否直接影响工艺循环水和塔底的氨浓度,要根据系统工况参数的变化及时调整氨回收系统,尽量降低氨的浓度,以使吸收过程推动力增大,使吸收效果加强。

5.3 保证换热器的冷却效果,以使吸收塔的温度正常

吸收塔的温度是由换热器运行正常情况下所用的循环水的温差而设计的,所以换热器的正常运行直接关系到吸收塔的温度和压力,在生产过程中经常遇到三聚氰胺结晶堵塞换热器而使泵的循环量减小,进而导致吸收塔温度升高,另一方面换热器所用循环水过滤网堵塞而使循环水流通量变小也会导致吸收塔温度升高,此时要采取措施清理换热器的堵塞物及循环水过滤网以使换热器正常运行。

5.4 保证吸收塔的压力正常,防止压力波动而使操作不稳定

吸收塔的压力越高,气体的溶解度越大,吸收效果越好,但是吸收塔的压力是根据前工序CO2汽提塔的压力而设计的,不能随便增大压力而使系统超压。但是若压力降低又会影响吸收效果,所以当压力低于设计值时,要增加CO2汽提塔的钝化空气量以提高系统的压力。若是吸收塔超压,要检查塔的液位是否过高或者换热器运行是否不正常引起的,及时采取措施,保证操作稳定。

5.5 要避免CO2汽提塔漫液或者气相带液至吸收塔

若CO2汽提塔运行不正常,汽提塔通过气相管线漫液或是气相带液至吸收塔,此时携带的三聚氰胺会在吸收塔中结晶,结果会使循环泵和急冷水输送泵汽化,吸收塔液位升高,换热器堵塞,导致吸收塔超温超压,系统运行不正常,所以要保证CO2汽提塔运行稳定。

6 NH3/CO2吸收塔的调节

改变吸收剂用量是对吸收过程进行调节的最常用方法,在NH3/CO2吸收塔中,关键组分NH3是易溶气体,液相阻力较小,增加液体的流量,总传质系数变化较小或基本不变,溶质吸收量的增加主要是由于传质平均推动力的增大而引起的,即此时吸收过程的调节主要靠传质推动力的变化。当CO2汽提塔顶部出口气体流量V不变时,增加吸收剂流量L,操作线的斜率增加,远离平衡线,传质平均推动力增大,出口气体的组成下降,吸收率增大,溶质吸收量增多,吸收速率增加。但改变吸收剂用量要考虑到设备费和操作费,应权衡利弊,选择适宜的液气比,使两种费用之和最小。

7 NH3/CO2吸收塔操作优化建议

往工艺循环水槽送含有三聚氰胺的结晶系统热洗水时要缓慢进行,避免工艺循环水中的三聚氰胺浓度过高,进入吸收塔,影响操作运行。

若吸收塔中NH3含量大,吸收塔超负荷时,要及时打开P3109去S3104阀,置换吸收塔中的吸收液。

防止吸收塔的液位过高,液位过高会出现液泛,此时液体被气流大量带出塔顶,破坏塔的操作,要及时检查仪表、泵及CO2汽提塔的运行情况,降低液位。

由于循环泵P3109的正常运行直接影响到吸收塔的温度和吸收过程,所以要避免泵的不稳定运行即设备问题而影响操作。

8 结束语

轨道车辆能量吸收系统 篇6

1 当前轨道车辆对能量吸收系统的要求

诸如ICE列车碰撞和德国高速铁路灾难事件等一系列事故, 日渐将撞车问题带到了公众关注的中心。为减少撞车意外的影响, 多种相关文件和标准提出了更多关于轨道车辆被动安全性的严厉要求。由于现代车钩系统和前端模块的复杂性, 以下只对最必要的功能和要求做出说明。撞击性标准为欧洲标准DIN EN 15227:2008中“轨道车辆车体撞击性要求”;列车系统的兼容性要求为TSI 2008中“对于欧洲高速铁路系统的车辆子系统兼容性的技术细则”。上述标准对下列目标做出阐述:

(1) 减小撞击车辆爬升到另一车辆上的风险;

(2) 减小出轨的风险;

(3) 防止障碍物的干扰;

(4) 对撞击能量的控制性吸收;

(5) 列车司机逃生空间的保护;

(6) 减速度的限制。

不同的碰撞情景发生在不同的冲击水平面上, 因而每个水平面都有相对应的具体要求。垂直方向上车头可以被分为不同的冲击区域, 用不同的方式吸收能量或者保证司机的逃生空间。DIN EN 15227中描述的轨道车辆被动安全性要求见图1。其中对于减速度的限制方面, 情景1和情景2中最高值为5 g, 情景3中最高值为7.5 g。

2 高速铁路Scharfenberg能量管理系统实例

2.1 在欧洲高铁列车中的应用

高速铁路对空气动力的性能、功能性和能量吸收的要求特别高。福伊特驱动为西班牙的Talgo 250高铁列车制造了包括司机室顶板在内的完整的前端系统。

对组件正确合理的使用, 可以消除在车头部分安装更多能量吸收组件的需要。根据这个理念, 列车符合DIN EN 15227中关于情景1和情景2的安全要求 (情景3在2005年项目进行时还未做具体要求) 。能量吸收的4个阶段见图2。

冲击能量分别在4个阶段中得到吸收:

(1) 第一阶段 (可逆) :车钩轴承座中的橡胶吸能元件。能量吸收:大约7 k J (拉伸方向) /17 k J (压缩方向) ;

(2) 第二阶段 (不可逆) :车钩钩身压馈管。能量吸收:大约200 k J;

(3) 第三阶段 (不可逆) :车钩轴承座和横梁之间的压馈管。能量吸收:大约800 k J;

(4) 第四阶段 (不可逆) :在横梁和车身之间两个侧面碰撞吸能盒。能量吸收:大约900 k J。

所有阶段加在一起, 提供了将近2 MJ的能量吸收能力, 变形行程不超过1 000 mm。

2.2 在亚洲高铁列车中的应用

Scharfenberg能量管理系统为韩国HEMU-400X新型高速列车设计了符合EN 15227标准中对情景1、2和4要求的能量吸收系统 (见图3) 。此能量吸收系统安装在构架上, 而构架安装在车身上。此系统包括:AAR型车钩头式Scharfenberg车钩 (可更换为Scharfenberg 10型车钩头) 、气液缓冲器和压馈管;标准护轨装置;另外2个压馈管。这种方法大约可吸收1.5 MJ的冲击能量, 将变形行程控制在800 mm以内。

撞击能量分别在3个阶段中得到吸收 (见图4) :

(1) 第一阶段 (可逆) :车钩钩身中的气液缓冲器。能量吸收:大约7.5 k J (拉伸方向) /180 k J (压缩方向) ;

(2) 第二阶段 (不可逆) :车钩钩身中轴承座后的压馈管。能量吸收:大约1 170 k J;

(3) 第三阶段 (不可逆) ;固定在车钩之上的撞击保护组件。能量吸收:大约170 k J。

3 车钩系统对轨道车辆中能量吸收的重要性

近年来, 福伊特驱动特别关注中国CRH1和CRH3系列高铁列车, 并提供了多套前端系统, 包括前罩板、运动部件和完整的拥有自动车钩、中间车钩和过渡车钩的车钩系统 (见图5) 。

车钩同缓冲器一起被安装在轨道车辆内的主要冲击平面上。自动前端车钩可以辅助吸收撞击中的大量冲击能量。实现此目的的典型能量吸收部件有压馈管、缓冲器或用于普通连挂操作的橡胶弹性组件。轨道车辆车厢之间的恰当连接 (半永久性车钩或有能量吸收特性的铰接接头) 可辅助缓解作用在轨道车辆前部的压力, 为轨道车辆碰撞提供可控性。另外, 半永久性车钩可以将撞击车辆爬升到另一车辆上的风险降至最低 (见图6) 。

半永久性车钩提供的防爬保护功能可以在能量传送的开始就轻松起效, 并保持连在一起的车厢处于同一平面上。与传统解决方案相比, 它的优点是提供了一个外部的防爬保护。

由车辆撞击引起的纵向压缩力通过止挡板转化为力矩, 侧向力可阻止两车之间出现更大的垂直偏移 (见图7) 。更多的能量吸收原件, 如压馈管或缓冲器, 确保可控的撞击能量吸收, 限定了载荷级别并缓解了施加在车辆前部的载荷。

4 轻型设计中的完整撞击结构概念

目前, 现代撞击结构的发展追求双重目标, 在使用轻型原件的同时, 依旧可以满足必要的撞击安全要求, 已逐渐取代传统的撞击结构。图8、图9展示了一个带有完整撞击结构的Scharfenberg前端模块示意图。

Scharfenberg前端模块中的能量吸收元件除了可逆的缓冲器和牵引装置, 车钩还具有完整、不可逆和多阶段能量吸收元件, 可以灵活地应用在不同级别的车辆上。对于具有2 000 k N车身强度的车辆, 最多可以吸收1.5 MJ的撞击能量。在此应用了DIN EN 15227标准设定的情景1中车钩的撞击特性。碰撞吸能盒分别安装在两侧, 也可作为防爬器。作为情景1—情景3的主要能量吸收元件, 碰撞吸能盒能够吸收大约1 MJ的变形能量, 同时产生大约200 k N的防爬阻力。