循环氢压缩机论文（共7篇）
循环氢压缩机论文 篇1
循环氢往复压缩机是石化公司加氢装置的关键设备, 作用是使循环氢升压后重新进入反应系统, 对保证裂化反应压力、及时带走反应热以维持裂化反应温度、促进液体物料在催化剂床层均匀分布以提高反应性能等起着关键作用。装置中配置的MW-34.2/ (110-130) -20/ (13-22) -X型循环氢压缩机为固定水冷对置式4列1级少油润滑往复式活塞压缩机, 进气压力11.1MPa, 排气压力13.1 MPa, 进气温度50℃, 排气温度<67℃, 活塞杆直径114.3 mm, 按1开1备配置。
一、问题
装置投产以后, 循环氢压缩机活塞杆填料密封泄漏频繁, 影响了装置的安全平稳运行和操作人员的人身安全。
二、填料密封环的结构和工作原理
1. 结构
填料密封环是阻止压缩机气缸内高压气体沿活塞杆向外泄漏的密封元件, 使用最普遍的是具有自紧能力、磨损后有一定自动补偿能力的平面填料。两块平面填料构成一组密封元件, 每一组密封元件分别安装在单独的填料盒槽中, 盒槽的数量根据气缸压力、活塞杆直径以及填料预期的维修时间来确定。填料函中可能出现泄漏的元件有填料函垫圈、填料盒端面以及填料密封环, 其中填料函垫圈属法兰螺栓垫片密封, 选择合适的垫片及保证足够的垫片应力就能实现无泄漏, 填料盒端面一般使用O形圈密封以达到无泄漏, 填料密封环既有静密封点也有动密封点, 如图1所示。密封点A是密封环侧面与填料盒端面间的密封面。密封点B是切向环与径向环间的密封面, 属于研合面密封, 要求密封面的表面粗糙度要求达到Ra 0.8。密封点C是填料密封环内圆面与活塞杆间的密封面, 活塞杆在工作期间做往复运动, 属于往复式动密封。A、B、C 3个密封点密封比压由密封元件前后面的压力差决定。
2. 工作原理
填料密封环的工作原理与活塞环工作原理相同, 类比六道活塞环前后的压力, 具有相同环数的填料密封环在压缩机周期运行中压力的变化过程。
(1) 各环前后压力呈周期性变化, 即密封元件前后压差呈周期性变化。
(2) 在需要密封的气缸被压缩时, 各密封环上有指向泄漏方向的压力差, 这时A、B、C密封点的密封面被压紧, 阻止了气体的泄漏, 从而起到密封作用, 见图2。
(3) 在需要密封的气缸吸气时, 有些密封环会有指向气缸方向的压力差, 这时填料杯槽内的部分气体将向气缸侧回流, 使该处密封环后压力降低, 在下一个压缩过程中, 密封环前后又能建立起新的压力差以保持密封环的密封性能, 吸气时出现回流的密封环工作情况如图3所示。
三、密封失效分析
1. 填料盒与填料环之间配合面粗糙度大
填料盒与填料环之间配合面粗糙度大, 破坏了作为研合面密封的A密封面的密封条件将引起泄漏量增加。
2.
填料环过量磨损、活塞杆与填函不同心、活塞杆出现锥度及椭圆, 三者均增大了密封环与活塞杆的径向间隙, 气体通过四周均匀环形间隙的泄漏量, 见关系式 (1) 。
式中V———气体泄漏量, cm3/s
δ———密封环与活塞杆的径向间隙, cm
d———活塞杆直径, cm
Δp———密封环前后气体压差, kg/cm2
μ———气体的动力粘性系数, kg/cm2
l———密封环轴向宽度, cm
由关系式 (1) 可知, 泄漏量与径向间隙成3次方的关系, 当径向间隙不均匀时, 泄漏量比均匀间隙高出2~2.5倍。在压缩机吸入冲程, 气缸内的压力迅速降低, 填料函中的气体有反向流回气缸的趋势, 如果减压环失效, 密封环会爆开, 密封环内孔与活塞杆、填料环各环瓣间的相对位置将发生改变。
3. 密封环镯形弹簧弹力小或断裂
密封环弹簧力小时, 相对位置改变较大会使弹簧断裂, 造成密封环失效或损坏。
4. 填料冷却润滑效果差
压缩机克服密封环摩擦所需要的功率占压缩机总功率的0.5%~2%, 功耗大部分转化为热能, 填料冷却效果不好, 不能及时把热量从填料密封环上导走, 填料环的温度升高, 会使填料环脱离活塞杆在切向切口处分离, 引起填料环磨损或泄漏。由关系式 (1) 可知, 泄漏量与气体的动力粘性系数成反比, 在压缩机活塞杆与填料的间隙中注入高粘性的压缩机油, 一般压缩机油的粘性系数是氢气的千倍以上, 将大大减少气体的泄漏量, 同时, 活塞杆表面与填料内圆面间形成油膜, 能有效减小填料的磨损并带走一部分因为摩擦而产生的热量, 提高填料的使用寿命和使用效果。
5. 填料盒尺寸不合适
压缩机运行中, 活塞杆与填料函同轴度存在误差, 并且活塞杆自身直线度也存在误差, 使活塞杆在作往复运动时, 要求密封环在填料盒内可自由地作径向移动, 因此填料盒预留适当的径向热膨胀间隙, 防止密封环径向移动受限引起磨损加剧。密封环是一种动密封填料, 为达到密封效果, 要求每一组填料环组上保持由气体压力产生的压差, 这个压差的建立必须保证填料环组与填料盒之间存在合理的轴向间隙, 间隙小甚至过热胀死影响泄漏气体向气缸侧回流, 影响差压建立, 但间隙过大可能造成填料环阻与填料盒撞击速度增大而损坏。
四、密封填料使用情况及失效原因
1. 填料使用情况
循环氢压缩机填料安装如图4所示, 从气缸到曲轴依次为1组减压环、9组主密封环、2组漏气密封/氮气保护环, 填料函设置1个注油点, 填料密封环材料为PTFE, 填料环与填料盒分别由不同厂家提供。填料安装后静态漏量偏大, 使用过程中填料失效速度快, 寿命仅有1-2个月, 泄漏有突发的现象。拆检填料时发现减压环、主密封环弹簧易在拉钩处发生断裂;主密封环磨损大, 远离气缸侧末端的几组主密封环较其他密封环磨损量大;填料盒内润滑油偏少;减压环、密封环与填料盒轴向间隙在0.31~0.44 mm之间, 间隙正常;填料盒内侧面无明显缺陷;活塞杆表面无拉痕、划伤等影响填料密封效果的缺陷。
2. 填料失效原因
(1) 填料密封环材料为聚四氟乙烯 (PTFE) , 主要填充物是玻璃纤维, 材料耐磨性能不够理想, 摩擦系数大, 压缩机运行中和活塞杆摩擦产生的热量大, 需要填料盒把热量转移走, 填料盒冷却效果不佳, 造成密封环温度高。
(2) 循环机填料盒仅设置一个润滑点, 一方面润滑油量不足, 无法在填料与活塞杆之间形成连续致密的油膜, 不利于降低密封环与活塞杆间的摩擦, 也不利于散热, 摩擦产生的热量使密封环温度高, 另一方面, 注油量小, 油的阻塞液体作用降低, 不能有效降低气体泄漏。
(3) 在填料设计理念上存在差异, 循环氢压缩机填料盒比其他类似机组的数量多, 由于摩擦面积增大, 使活塞杆温度进一步升高, 导致密封环温度升高。
上述3种原因的后果叠加使密封环温度较高, 一方面使密封环磨损加剧, 另一方面导致密封环在切向切口处分离引发泄漏, 同时, 高度受热不均会使活塞杆成弧状弯曲, 密封环接触面积减小, 接触比压上升, 摩擦力增加, 磨损加剧, 并伴随泄漏通道的出现而发生泄漏。
(4) 填料在静态时泄漏量偏大, 主要原因是密封环镯形弹簧力偏小, 密封环预紧力不够, 密封环与活塞杆间隙大造成的;随着减压环内径的磨损, 内径与活塞杆间隙逐渐增大, 进入到填料盒内的压力逐渐增加, 当进入压缩机吸入冲程, 气缸内的压力降低, 填料函中的气体迅速反向流回气缸, 造成密封环爆开, 使弹簧损坏甚至在应力集中 (拉钩) 处断裂, 密封环失效。
(5) 末端几组主密封环较其他密封环磨损量大的主要原因是越靠近气缸侧的填料环, 两侧及内外圆压差越接近进、排气压差, 其值越小, 靠后一组或几组承担了气缸与外界绝大部分压差, 其值较大, 因而磨损最大。
五、改进措施及效果
针对填料密封组件在使用过程中出现的失效情况以及对失效原因做的分析, 联系填料生产厂家对填料进行了改进。①增加密封件镯形弹簧的弹力以增加密封件预紧力, 减小了填料静态下的泄漏量;在提高弹簧弹力的同时增加了弹簧的强度, 使弹簧不易断裂, 避免密封件由于弹簧断裂引起失效或泄漏;再者, 增加弹簧力减少了填料环随动滞后现象, 使起主要密封作用的填料环磨损后其他填料换能立即报紧活塞杆起到密封作用。②提高密封组件材料规格, 使用聚苯硫醚和聚四氟乙烯混合材料, 一方面提高填料耐温性能及抗变形的能力, 降低了填料在高温下由于变形而产生的泄漏, 另一方面提高了填料的强度和耐磨等级, 降低了填料在高温下异常磨损引起的泄漏。③为使填料和填料盒间匹配合理, 有效降低密封组件的温度, 委托填料厂家对填料函进行了重新设计, 新的填料函冷却循环水路采用更贴近活塞杆的形式, 冷却效果比较好。④填料注油量增加, 避免了注油量不足发生干摩擦而产生过多摩擦热。⑤填料密封环组数量减少2组, 减少了密封件摩擦热, 降低了密封系统的温度。
经改进后的填料系统, 使用寿命延长至8000 h以上, 达到了设备使用周期的要求。
摘要：阐述往复活塞式压缩机拉杆填料的结构、密封工作原理及影响填料正常工作的因素, 结合装置压缩机填料失效情况分析了失效的原因, 提出了增加填料镯形弹簧弹力、升级密封环材质等级、提高填料盒冷却效果等改进措施。改造后的填料使用寿命延长, 达到了设备使用周期的要求。
关键词：往复压缩机,填料密封,失效
循环氢压缩机论文 篇2
压缩机型号为BCL456/A型循环氢离心压缩机。该机组由意大利Nuovo Pignone有限公司生产的BCL456/A压缩机和杭州汽轮机厂生产的HG32/20-10 汽轮机组成,该机组是惠州炼化的核心设备。该机组采用的是TRICON的TS3000 的控制器。TRICON是一种三重化冗余容错控制器,他采用三取二表决方式工作[1]。戴尔的工程师站和操作站,本特利3500 的汽轮机安全监测系统。该机组的上位机监控画面有中文和英文等多个选项,在一般情况下会选择中文界面,该界面中有些按键的功能没有被描述清楚,在控制系统改造前,甚至没有人操作过该按钮。画面还有一些地方布局不合理等一系列问题,我们决定对控制系统进行改造,改造的公司为沈鼓集团。改造的预期效果有两个:第一面面简洁明了,易于操作。第二解读下位机程序,能够准确的指导各种操作。
二、压缩机防喘振控制
1.改造后的压缩机防喘振画面说明
改造后的压缩机喘振画面如图1。
防喘振控制是对压缩机机组的一种保护。它在机组工作点进入喘振区前通过提前打开防喘振阀,提高流量使工作点回归正常。本系统采用动态防喘振技术,能根据机组运行状态动态的调整防喘振工作线,同时对防喘振阀进行控制,使机组运行更加安全和可靠。
安全性激活与取消键,激活指工作点左移动经过喘振校正线、喘振保护线、喘振限制线会触发相应的联锁逻辑。取消指工作点经过这些线将不会触发相应的联锁逻辑。取消只在试机时投用。当安全性激活时,“安全保护使能”灯会亮起,取消灯会灭。在压缩机组停止工作时,通过防喘振电磁阀断电来确保防喘振控制阀依然处于打开状态。防喘振控制器通过来自以下变送器的3 个模拟信号来确定压缩机与喘振控制线相关的工作点:流量变送器吸气压力变送器和排气压力变送器
在整个启动阶段中,调节器处于无效状态而防喘振阀处于完全打开的状态。在允许启动检查的初始循环中,通过按下复位按钮为防喘振电磁阀通电。此动作会触发防喘振控制器的4-20m A信号输出;在达到“最低运行速度”之前防喘振控制器仍处于无效状态。在达到最低运行速度时,防喘振控制器被启动并且开始关闭防喘振阀,直到其输出在规定的时间内达到100% 时为止。
2. 防喘振的模式
防喘振可以分为自动、手动两种模式来控制。
(1)自动模式
①当工作点在蓝线SCntl( 喘振控制线) 右边时,喘振阀门会自动关阀。
当工作点进入蓝线SCntl( 喘振控制线) 时,并且在红线SPL( 喘振保护线) 右边时,喘振阀门会逐渐打开,越靠近红线SPL( 喘振保护线),喘振阀门会打开越快。
②当工作点进入黄线SCr L( 喘振校正线) 左边时,喘振阀门会打开更快,并且“安全性校正激活”灯会亮起。
③当工作点进入红线SPL( 喘振保护线) 左边时,喘振电磁阀会失电,喘振阀会快速打开,并且“安全性保护激活“灯会亮。
④当工作点进入黑线左边,说明机组已经发生喘振,会引起喘振系统紧急停机保护起作用。
⑤当机组发生喘振后,工作点从左往右偏移时,只有在黄线SCr L( 喘振校正线) 右边时,点击防喘振复位电磁阀“复位”按钮,防喘振电磁阀才会通电,并且“防喘振电磁阀已通电”“命令防喘振电磁阀已通电”灯会亮起。
(2)手动模式
①当工作点在红线SPL( 喘振保护线) 右边,手动都可以来控制喘振阀门的开度。
②当工作点进入红线SPL( 喘振保护线) 左边时,喘振电磁阀会失电,阀门全部打开
三、压缩机性能控制
1.改造后的压缩机性能控制画面说明
改造后的性能控制画面如下
2. 性能控制主要功能简介
性能负荷控制主要通过两种方式,分别为“喘振控制”和“转速控制”。为了提高机组性能,通常会先提升汽轮机转速,当转速达到额定转速时,就需要关防喘振阀,减少气体回流的流量,提高机组性能。反之,降低负荷时,需要打开喘振阀门,降低汽轮机转速。喘振控制输出会直接影响喘振阀位的开度,可以理解为喘振输出为喘振阀门开度的限定。例如,喘振控制输出为30%,防喘振阀最大能关到30%。如果防喘振阀投入自动状态,防喘振阀会跟着喘振控制输出结果来调节变化。
当喘振控制面板投入自动状态下,工作点在棕色线CCL(变更控制线)右侧时,喘振控制输出将会自动减少;当工作点在棕色线CCL(变更控制线)左侧,并且还在粉色线PCL(性能控制线)右侧时,喘振控制输出将保持不变;当工作点在粉色线PCL(性能控制线)左侧时,喘振控制输出将增加。当喘振控制为手动状态下,喘振控制输出结果可根据操作者进行调节。
当汽轮机进入最小工作转速,并且投入加载控制,转速就需要在转速控制面板来进行调节。当转速控制投入自动状态下,性能控制的增加或减少,与转速控制的输出成正比。当转速控制增加,汽轮机转速便会增加,反之,转速会减少。当转速控制投入手动状态下,转速就不受性能控制影响,可以通过转速控制面板来进行转速控制输出调节转速。性能控制在自动位置时,该输出由流量控制或出口压力控制的低选值计算得到一个输出,该输出通过调节防喘振动作和转速动作来达到目标值。
性能控制在手动位置时,可以根据人为增加或减少负荷操作,来调节控制喘振动作和转速动作达到预期目标值。
3. 性能控制中的喘振控制和转速控制
(1)当喘振控制为自动,转速控制为手动时,性能控制的增加或减少,主要来调节喘振控制输出。当性能控制增加,喘振控制输出将减少;当性能控制减少,喘振控制输出将增加。由于此时转速控制为手动,所以转速的输出可以根据转速控制面板来进行增加或减少。
(2)当转速控制为手动,喘振控制为自动时,性能控制上面的增加或减少,主要来调节转速控制输出。当性能控制增加,转速控制输出将增大;当性能控制减少,转速控制输出将减少。由于此时喘振控制为手动,所以喘振控制的输出可以根据喘振控制面板来进行增加或减少。
(3)当喘振控制和转速控制都为自动时,就要根据控制器优先级来判定,如果在喘振控制后面出现“选择”字样,性能控制增加或减少主要来控制喘振控制输出,此时转速控制后面就会出现“未选择”字样。反之,如果在转速控制后面出现“选择”字样,性能控制增加或减少主要来控制转速控制输出,此时的性能控制后面就会出现“未选择”字样。
(4)当喘振控制和转速控制都为手动时,喘振控制和转速控制都不被性能控制调节。它们可以独立完成各自的增加或减少的调节输出功能。
四、压缩机停机操作指导
1. 压缩机在氢气工况下正常停机
(1)首先把压缩机降低到工作运行的最低转速,然后逐渐把喘振阀门全部打开
(2)然后点击“卸载”按钮,喘振阀门会全部打开(此时如果工作点没有在红线SPL喘振保护线左边,喘振电磁阀不会失电)
(3)然后点击“停止”按钮,转速会逐渐降低
(4)如果在停止过程中,想维持当前转速,可点击“启动”“上升”或“降低”按钮,都可中止停机控制
2. 如果压缩机在停机过程中,想在氮气工况下进行操作
(1)首先使压缩机降低到接近3500RPM时,点击“启动”“上升”或“降低”按钮,机组会维持在当前转速下
(2)然后点击“加载”按钮,机组会降低到氮气运行工况的最低转速, 默认值为3500RPM,其中氮气运行范围为3500-5600RPM,此时就可以在性能控制画面进行转速控制和喘振控制。
结论
此次改造达到了预期的目标,现在上位机画面简单明了,各个按钮的功能已经清楚,特别是“防喘振画面”和“性能控制画面”。通过模拟仿真实验得出了压缩机在氮气和氢气工况下的停车指导方法。
摘要：此次改造主要针对上位机画面,主要目的是使上位机画面通俗易懂,让操作人员熟悉上位机画面中每一个按钮的功能,进而对机组进行精细操作,提高机组效率。本次改造不更改可编程序控制器程序。由于改造内容较多,本章重点介绍防喘振和性能控制画面的改造。
关键词：上位机,防喘振,性能,可编程序控制器
参考文献
循环氢压缩机论文 篇3
1问题发现及分析
制氢装置在开工后发现压缩机厂房内有氢气泄漏,用便携式氢气报警仪检测压缩机机体附近,结果严重超标,初步判断为存在泄漏。该处出现泄漏氢气,一般常见的原因为:1)压缩机缓冲罐及附属管线连接法兰、丝堵出现泄漏;2)附属仪表接头存在泄漏;3)压缩机填料泄漏;4)压缩机本体(气缸端盖) 存在泄漏等。为了确认泄漏位置,使用喷壶对各个可能泄漏的部位进行了气密试验,最终确认为压缩机的填料处存在泄漏。
2原因分析
2.1基本概况
该循环氢压缩机为二列一级无油润滑,工作介质为循环氢,进口压力为2.20MPa,出口压力为3.74MPa,额定流量为3480Nm3·h-1,额定功率为80.4k W。该压缩机采用压力填料(也称气缸填料) 密封,是指装在气缸轴侧,防止气缸内气体向外泄漏的部件,中间有活塞杆穿过。
2.2压力填料构成
该压缩机压力填料由节流套、若干填料盒以及压盖组成。填料部件的高压侧(装入气缸中的一侧) 是节流套,内装节流环。填料部件的低压侧(在中体隔室中的一侧)为压盖,与气缸做的填料腔连接,压紧每一组填料盒。每个填料盒内装一组填料,每组填料中有一组阻流环、径向密封环和切向密封环(密封环)。
节流环:一般与活塞杆为非紧密接触,主要密封面是两侧端面和内孔,装在填料的第一组,起节流作用。
径向密封环(锁闭环)、切向密封环(密封环): 填料中的主要密封零件之一,主要密封面是两侧断面和内孔,内孔与活塞杆紧密接触,磨损后在气体力和弹簧力的作用下能自行补偿。
阻流环:无油润滑的径向环和切向环通常都是用工程塑料制成,这种材料在高温高压的持续作用下会产生塑性变形,阻流环就是阻止这种塑性变形的产生。因工程上将这种塑性变形习惯称作冷流, 故称作阻流环。
2.3密封原理
以图1为例,当气缸内的高压气体通过活塞杆外圆的间隙漏过来时,经过第一组填料是节流环,节流环的两侧平面是经过研磨的,内圆有若干迷宫槽, 外圆与节流套有一定的浮动空间,节流环在气体压力的作用下,靠紧下一组填料盒,阻止气流从端面流向下一组填料。而在节流环与活塞杆的配合面上, 因节流环上有若干迷宫槽,气流经过时产生了第一个压降。在节流套后是若干填料盒,这样,气体每经过一组填料就产生一个压差,直到接近常压,实现气体的密封。
填料密封作为一种动密封,随着运行时间的推移,填料环会产生磨损,不可能达到完全密封。对压缩危险性气体或贵重气体的机组,为减少工作介质的外漏,提高机组的安全性,在填料的低压侧设置有缓冲气体注入口和漏气收集口,对于本机引入缓冲气体为0.1MPa的氮气,这样,一部分缓冲气体漏向漏气收集口,另一部分漏向本体的隔离室并高点排空。
2.4泄漏原因
为了查找可能的原因,先对停运的循环氢压缩机填料进行拆卸检查,随后对具体情况和分析如下:
1)首先复测并确认填料密封环外形尺寸是否正常,有无挤压变形现象:轴向厚度15.20mm,径向高度13.90~14.00mm。填料盒放置密封环的杯槽深度15.62mm,填料轴向间隙在0.39~0.53mm设计范围内。
2)检查发现气缸活塞有较多不明粉尘粘附,且气缸内有油现象,复测气缸环尺寸:活塞环径向厚度:9.30~9.40mm,设计值:9.50mm;支承环径向厚度: 7.10~7.20mm,设计值:7.20mm。活塞环、支承环磨损情况正常,不足以产生这么多粉尘,可能是气体附带粉尘或管线内的粉尘(从填料环内孔轴向拉痕可见)及部分环磨粉组成的。
3)拆开填料,发现低压第二组密封环、减压环方向错误;
4)密封环内孔都有轴向拉痕,可能是新装置管线内含有细小颗粒粉尘杂质造成。
5)检查填料盒充氮和漏气回收管线,发现布置与常规设计有异。漏气回收孔应在高压侧,充氮口应在靠近法兰侧。现场填料盒布置正好相反,使得本应进入漏气回收的气体倒灌入氮气管线。
3整改措施
根据现场情况,我们现场调整了压缩机填料盒接口位置,并对活塞环等进行了清理后重新安装,重新开机,压缩机工作正常,填料无泄漏。
4结论
根据现场拆卸过程中所见的现象,对于往复式循环氢压缩机需注意几点事项:
1)对于新安装的压缩机在试运行之前,应检查确认填料盒充氮和漏气回收管线布置是否正确,同时应重点检查压缩机的填料安装是否正确。
2)项目设计阶段,应确认气体组分中是否含有微量的水,若不含水一般是按照湿性气体选择密封件材料的。对于无油润滑压缩机,气体组分对密封件材料的选择非常重要,即使压缩气体中仅有微量水汽,也必须列出。
循环氢压缩机论文 篇4
最大连续转速12 075r/min、工作转速10 321r/min、启机转速1 000r/min、密封轴径105mm、旋向CW (从驱动机侧看) 。
一、机械浮环组合密封结构分析
BCL405/A循环氢压缩机原轴封采用的是两级浮环密封的组合密封。它靠介质侧为内浮环, 大气侧为外浮环。在内外浮环之间引入高于工艺气一定压力 (约50kPa) 的封油, 通过旋转时浮环与轴之间产生的微小间隙变化形成的压力油膜产生节流降压作用, 达到密封目的。
浮环密封属于液体节流式非接触密封, 虽可用于高速高压条件, 但它的封液系统较复杂, 辅助设备以及电、仪等自控元件多, 造成可靠性下降, 维护、维修工作量大, 而且停车时密封作用较差, 内漏量较大。同时, 浮环对轴表面有磨损, 维修不便。
浮环密封泄漏的少量密封油与工艺气混合后被送入到酸性油收集器, 气体从油中分离出来, 回到压缩机入口, 油被排放到脱气槽处理后返回到油箱。在允许最大泄漏量范围内, 密封油均可通过处理后返回油箱, 超过该范围的密封油将往压缩机缸体里泄漏, 对工艺影响较大。
二、干气密封原理
干气密封在运转时是利用流体动压槽产生的流体动压力与流体静压力和弹簧元件弹力之合力的平衡, 在动静环摩擦副之间形成一定厚度的气膜, 达到密封的目的。
气膜刚度是衡量干气密封稳定性的技术指标。气膜刚度是指气膜作用力的变化与气膜厚度的变化之比, 气膜刚度越大, 表明密封的抗波动、抗外界干扰能力越大, 密封运行越稳定。气体密度越大、温度越高、轴转速越高、气膜刚度越大。
干气密封设计就是以获得最大的气膜刚度为目的 (图1) 。
影响干气密封性能的主要因素如下。
(1) 动压槽形状及深度:理论研究表明, 对数螺旋槽产生的流体动压效应最强, 气膜刚度最大, 稳定性最好。因此, 绝大多数干气密封都以深度为3～10μm的对数螺旋槽作为密封动压槽。
(2) 动压槽数量、宽度及长度:干气密封动压槽数量越多, 动压效应越强。但当动压槽达到一定数量后再增加槽数时, 对干气密封性能影响已经很小。此外, 动压槽的宽度、长度对密封性能都有一定的影响。
(3) 操作参数对密封泄漏量的影响:轴径越大、转速和压力越高, 干气密封的泄漏量越大。此外, 介质温度对密封泄漏量的影响是通过温度对介质黏度影响而形成的, 其对密封泄漏量的影响不大。
三、循环氢压缩机干气密封改造方案
1. 干气密封结构
符合API617标准的离心式压缩机干气密封常用结构有单端面密封、双端面密封、串联式密封以及带有迷宫的串联式密封。分析以上几种干气密封结构特点, 结合BCL405/A循环氢压缩机具体工作条件及机组结构特点, 把其轴封型式设计成串联式封结构, 其结构简图见图2。
该串联式干气密封由两级干气密封一前一后串联组成, 前后干气密封之间设有中间梳齿。干气密封正常工作时密封气为压缩机出口的工艺气, 氮气作为开车气体。前密封承受工艺的绝大部分压力, 密封介质为工艺气;后密封承受很小的压力, 密封介质为氮气。前密封失效时后密封可以承受全部系统压力, 起到备用密封的作用。串联式干气密封的前密封工作气体为经过过滤的工艺气, 经过一级干气密封, 只有很微量的氢气随同绝大部分的二级密封气 (氮气) 经一级泄漏出口排向火炬。中间二级密封气采用氮气。在大气侧有隔离气保护, 防止轴承润滑油窜入, 影响干气密封性能, 隔离气采用氮气。
一般情况下, 密封气都采用从压缩机出口引出的介质气体, 可以保证密封的压力始终高于密封腔压力, 密封气任何时候都能注入密封端面, 避免密封面之间出现干摩擦现象。从压缩机出口引出的介质气体作气源, 压力、流量都比较稳定, 受外界因数影响很小, 不会出现达不到要求的情况。但是BCL405/A循环氢压缩机干气密封改造时, 由于从压缩机出口引出的循环氢气中含水蒸气、油雾等, 会加快密封失效, 因此必须进行清除。
2. 端面材料选择
干气密封启动和停车过程中, 或者在运行过程中受到某些干扰时, 会发生端面短暂的接触, 因此要求密封端面材料在短暂接触时不会损坏。由于密封元件要与介质接触, 因此要求选择的材料具有耐介质的腐蚀、耐热与抗热裂性能好、导热性系数高、热膨胀系数小、能承受短时间干摩擦的良好的综合性能。旋转件材料如动环材料还要求能承受高速离心力的作用。
高速旋转的动环离心应力很大, 材料密度大制成的动环离心应力相对大, 而小密度材料制成的动环离心应力相对较小。碳化硅密度小 (约为硬质合金1/4) 离心应力小, 还具有优良的耐热冲击性能、高导热系数、在工艺介质中耐腐蚀、与其他材料配对具有极小的摩擦系数等优点, 所以选用无压烧结碳化硅作动环。静环选用进口重载碳石墨, 这种材料在介质中耐腐蚀、具有较高的抗压强度、孔隙率小、导热系数高、热膨胀系数小、与碳化硅组对摩擦系数小, 具有良好的摩擦相容性。
3. 干气密封控制系统
控制系统是干气密封的重要组成部分, 其主要作用是为干气密封提供干净的气体 (过滤精度1μm) 和监视干气密封的运转情况, 确保干气密封长周期运行。循环氢压缩机采用独立的干气密封控制系统, 系统由以下五个部分组成 (见图3) 。
过滤及调节单元。由于干气密封工作时形成的气膜厚度在3μm左右, 气体中如果含有颗粒杂质会损坏密封面, 对干气密封的正常运转产生很大的影响。因此, 供给干气密封的气体需要非常干净, 通常用高精度过滤器来达到这一目的。精过滤器带有压差高值报警指示。干气密封密封气的控制采用压差控制, 密封气控制的目的是防止工艺介质中的颗粒介质窜入干气密封而造成密封失效。采用压差控制的办法最直接有效, 自动化程度更高, 气动薄膜调节阀可以始终保证密封气与平衡管保持设定的压差, 防止缸体内介质反窜进入干气密封。
监控单元。采用监测孔板前后压差来对干气密封一次泄漏进行监测。
二级密封气单元。二级密封气 (氮气) 从两级干气密封之间注入, 保证串联式干气密封泄漏出的介质气全部通过一次泄漏排放到火炬, 后密封泄漏出的气体仅仅是氮气, 则可直接排空。二级密封气为氮气, 其用量控制在每套密封5m3/h左右。
隔离气单元。隔离气的作用是防止润滑油窜入密封腔对后密封造成影响, 对干气密封起保护作用。该控制系统每套干气密封隔离气 (氮气) 的用量控制在10m3/h。
除湿单元。一级密封气是工艺气, 气体中含有水蒸气、油雾等有害物质, 尽管在上述的控制系统中有1～3μm的精过滤器, 但任何专门设计的凝聚式过滤器也不能除去超过0.1%的水蒸气和其他凝聚物。这些物质是干气密封长期运行的极大隐患, 必须利用除湿系统除去。为了给干气密封提供干净、干燥的密封气, 压缩机出口工艺气进入系统后首先经过气液分离器。气液分离器能将气体中的液体 (如凝缩油、水等) 和固体颗粒除去。
四、计算结果 (引用成都一通密封有限公司计算程序包)
干气密封动压槽采用对数螺旋槽。
螺旋槽数:12螺旋角:16°
端面比压Pb=14.572 07bar
干气密封平衡系数BALANCE=6.500 000×10-1
内径 (半径) Ri=0.059 50m
外径 (半径) Ro=0.077 50m
密封内径处压力Pi=1.000 00bar
密封外径处压力Po=99.50bar
转速=10 321.000 00r/min
气膜厚度H0=0.470 000×10-5m
密封端面上平均气膜反力Pm=79.659 520 bar
密封端面气膜承载力W=62 958.340 00N
泄漏量Q=0.364 810×10-4L/h
干气密封弹簧力Fspring=133.333 600N
扭矩M=0.610 615 4N·m
消耗功率=65.996 070 00W
摩擦系数FRICTION=0.387 675×10-4
五、模拟试验结果
设计的BCL405/A循环氢压缩机干气密封在试验台上进行了旋转组件的动平衡试验;对Si C环作了超速试验;密封组件在模拟条件下进行了静态、动态试验。
干气密封模拟静态试验泄漏量 (15.7MPa) :一级≤6.0m3/h, 二级≤0.15m3/h。
模拟动态试验在正常工作状况 (9.95MPa、转速12 075r/min、室温) , 一级密封泄漏量为:一级≤10.0m3/h, 二级≤0.2m3/h。一级密封泄漏量与理论计算基本吻合。
试验完毕, 对干气密封解体检查, 摩擦副完好、端面无任何接触痕迹。试验证明, 设计的循环氢压缩机干气密封能满足现场使用要求。
2011年7月, 利用加氢改质装置停工检修的机会, 干气密封安装在循环氢压缩机上进行应用考核, 7月20日开机至今, 干气密封一直运转稳定、干气密封系统完全可靠, 运行参数达到设计要求。压缩机密封成功改造成干气密封为压缩机的稳定运行消除了隐患。
六、效益分析
BCL405/A循环氢压缩机干气密封改造成功后, 将实现如下效益。
1. 直接效益
(1) 密封油泵停用, 年节电37kW×24×365×0.5=16.2万元。
(2) 密封油滤油机给其他装置使用, 节省费用15万元。
(3) 运转周期长、故障少, 每年减少维修0.5次, 合计20万元。
(4) 每年节省密封油8t, 合计5.6万元。
每年直接效益合计56.8万元。
2. 间接效益
(1) 故障率低, 杜绝装置非计划停车。
(2) 干气密封寿命长, 确保装置长周期运行。
七、结束语
中石油锦西石化分公司BCL405/A循环氢压缩机高压干气密封的成功改造, 建立了适合循环氢压缩机轴封的干气密封及其控制系统, 为干气密封在高压循环氢压缩机上的进一步应用奠定了基础, 填补了国产高压干气密封的空白。
摘要：分析了BCL405/A循环氢压缩机浮环密封存在的问题, 提出将浮环密封改成干气密封。密封改造后运行情况良好。
关键词：循环氢压缩机,干气密封,螺旋槽
参考文献
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[2]王汝美.实用机械密封技术问答 (第二版) [M].中国石化出版社, 2004.
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[4]陈德才.崔德容.机械密封设计制造与使用[M].机械工业出版社, 1993.
循环氢压缩机论文 篇5
关键词：催化汽油选择性加氢脱硫装置,循环氢压缩机,Hydro COM4.0,节能
压缩机是加氢装置的主要耗能设备之一,如何提高压缩机的效率,降低能耗对整个装置的节能降耗有着重要的意义。惠州炼化催化汽油选择性加氢脱硫装置循环氢压缩机采用两台2D80-74/16-28型往复式压缩机,单机设计气量为66000 Nm3/h。由于操作条件较设计工况缓和,目前实际循环氢量仅为单机设计气量的70%~80%,约有16000~20000 Nm3/h的富余氢气通过返回线返回至压缩机入口。由于大量的增压氢气没有进入系统便返回了压缩机入口,造成了能量的白白浪费,同时冲击力作用造成管线出现较强振动,带动钢结构框架出现局部振动,支撑在框架上的管线也出现了不同振幅的晃动。鉴于上述情况,经过讨论决定在压缩机上装备Hydro COM气量无级调节系统。采用Hydro COM气量无级调节系统主要原因如下:
(1)117单元往复式压缩机内介质为氢气,压力2.4 MPa,易燃易爆且压力较高,而且往复压缩机是117单元核心装备,若有问题停机必然造成装置停工,所以必须选择可靠的调节系统。装备贺尔碧格公司开发的Hydro COM气量无级调节系统,已经在多个国家和地区有应用先例,且国内的已经装备180多套,在国内同类产品市场占有率达90%左右。
(2)在惠州炼化分公司内部已有应用先例,106单元106-K-101A,107单元107-K101B也是装备贺尔碧格公司开发的Hydro COM气量无级调节系统,经过一年多的运行,不仅安全可靠,而且节能效果明显。
(3)往复式压缩机装备完气量无级调节系统后,富余氢气通过返回线将调节为0,理论上返回管线振动将消除,且富于氢气不返回,节约大量氢气,压缩机负荷大为降低,电流大幅度降低,节能效果将十分显著。
1 系统原理及组成
1.1 Hydro COM4.0系统工作原理
往复式压缩机活塞在气缸中的一个工作循环包括膨胀、进气、压缩和排气四个部分:
从A到B曲线:压缩机中残留高压气体的膨胀过程。从B到C曲线这个阶段属于进气过程从C到D曲线这个阶段属于压缩过程,从D到A曲线:这个阶段属于排气过程,排气阀打开,被压缩体经过排气阀进入下一级过程。压缩机一个工作循环所需为图1中A-B-C-D所围成的封闭曲线对应的面积[1]。
Hydro COM4.0系统的节能原理:在压缩机活塞的往复运动中,气缸进气结束到达C点时,Hydro COM4.0的卸荷器强制将压缩机吸气阀顶开,此时气体从气缸中经被顶开的进气阀流回进气管而不被压缩;待活塞运动到特定的位置Cr(对应实际所需气量)时,卸荷器释放,顶开进气阀片的强制作用力消失,进气阀片回落到阀座上而关闭,气缸内剩余的气体开始被压缩,压缩过程沿着位置(1r到达位置Dr。所以整个压缩过程就由C到D改为C到Cr再到Dr。气体达到额定排气压力后从排气阀排出,容积流量减少。应用Hydro COM4.0系统后,压缩机一个工作循环所需能量为图1中A-B-C-Cr-Dr所围成的封闭曲线对应的面积[2]。如图1所示。
安装Hydro COM4.0的压缩机部分负荷运行时,进气结束后不能立即进入压缩过程,因为进气阀在执行机构及卸荷器的作用下依然保持完全打开的状态,气缸里的气体不被压缩,就回流到进气腔。当CIU传输给执行机构的指令被执行后,进气阀才关闭,保留在气缸里的气体才会被压缩。该情况就是部分气体被压缩,电机的实际能耗相应的降低,达到节能的目的[3]。如图2所示。
1.2 系统组成
如图3所示:Hydro COM4.0系统主要由中间接口单元CIU、液压油站HU、液压执行器HA、TDC传感器及相关附件等组成。其中中间接口单元CIU是系统的重要组成部分,它起到了中间转换接口的作用,使Hydro COM系统简化为一个可以接受4~20 m A标准电流信号的调节阀,更容易与现有的DCS或者其它控制系统集成在一起[4]。
液压油站HU提供机械动力。通过内置齿轮油泵的作用,把液压油的压力从常压提升到7 MPa。隔膜蓄能器安装在液压油供油及回流管路上来稳定油压。
上死点传感器安装在飞轮上,TDC传感器传递活塞在气缸上的即时位置,以保证气阀被顶开之时是吸气终了的压缩阶段。
EPS向执行机构提供48 VDC外部电源。
2 控制方案设计
2.1 未使用Hydro COM4.0前的控制方案
117-K-101A/B两台压缩机,原来运行方式为一开一备。装备Hydro COM4.0前,气量调节通过旁路阀和全程压开进气阀的开/关方式来实现。
2.2 Hydro COM4.0控制方案
117-K-101A/B两台压缩机一开一备,压缩机A机为备用机,配备了新系统B机提供可变气量,压缩机的实际有效控制范围就可从0%到100%。
FIC00704B为反作用,控制目的是让FI00704B设定值为0,当回流量增大,FIC00704B输出值减小,Hydro COM4.0负荷减低,实现减少流量的目的。
实际输出至CIU的信号需要进行线性化,经过上述线性化,FT-00704B的输出为4~20 m A标准电流信号,CIU控制柜接收DCS输出经过线性化后的0~100%信号后,转换成液动执行机构的工作电压信号0~48 V,进而实现对压缩机负荷的控制功能。
2.3 灵活的控制设计
安装了新的气量无级调节系统后,为保证生产装置的正常运行,原回流控制系统仍然需要保留,以作为新系统故障时的备用应急流量调节系统。
新的系统可与现有DCS系统配合使用,与DCS相关的工作须由各方配合完成。根据117-K-101A/B压缩机的结构参数,对DCS的基本要求如下:
DCS到Hydro COM系统的4~20 m A模拟电流信号:2个(压缩机各级负荷控制信号)
DCS到Hydro COM系统的激活用开关点:1个;
Hydro COM系统到DCS的报错、报警开关点:3个;
Hydro COM系统到DCS的4~20 m A模拟电流信号:10个(阀室外盖处温度信号8个+液压油站压力、温度信号2个)。
117-K-101A/B机装备新的Hydro COM系统后可以做到:
(1)新的系统可实现压缩机0%~100%负荷范围内的无级调节;
(2)新系统可以对压缩机总出入口压力进行自动控制,在系统中仅需输入要求的压力值,新的系统即可自动跟踪并且稳定此压力;
(3)新的系统经控制逻辑设计,可以实现手动操作、自动操作和系统切除的功能;能实现压缩机的平稳启动、加载、切换和停机;
(4)Hydro COM系统故障时可自动切除,使用原旁通调节方式接手气量调节任务。
3 结论
通过本文所阐述的控制方案的实施,Hydro COM4.0气量调节系统能够非常好地满足装置的实际需要。按照装置当前的负荷,对Hydro COM4.0系统投用经济效益分析,压缩机功率2500 k W,投用前电机电流130~140 A,投用后压缩机负荷为原来的70%~80%,电机电流90~100 A,按照年平均运行时问8500 h,每年可节约电费200万元左右,经济效益显著。而且通过增上Hydro COM4.0气量调节系统,返回氢量大幅下降,冲击力作用减少,管线的振动大大降低。
参考文献
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[2]陈睿.气量无级调节系统的原理及应用[J].广州化工,2012,7(2):7-23.
[3]莫少明,孟剑,王军营.Hydro COM在炼油企业往复压缩机上的应用[J].压缩机技术,2010,21(2):20-22.
氢压缩机活塞杆断裂分析 篇6
关键词：新氢压缩,断口,金相
一、设备简介
大庆石化公司炼油厂加氢裂化装置新氢压缩机采用三级压缩的往复式压缩机, 型号为14-3-HHE-VG03。
压缩机介质:氢气;入口压力:1.98MPa;出口压力:17.78MPa;入口温度:40℃;出口温度:105℃;设计额定流量:21 648.5m3/h;功率:2 000k W;活塞杆材质:38Cr Mo Al。
二、设备故障情况及分析
2013年3月加氢裂化装置1台型新氢压缩机突然发生异响, 压缩机紧急停机, 对压缩机一级缸解体检查, 发现活塞杆末端与十字头背帽螺纹连接处断裂, 以下就断裂原因进行分析。
1. 断头宏观分析
对活塞杆断头进行观察, 由图1活塞杆断头背帽端形貌可以看出, 该端面破坏比较严重, 被撞击处显得很光亮, 断口起源于活塞杆与背帽连接的第一道螺纹扣处并逐渐向外侧倾斜扩展。分析并对照图2断口形貌破坏程度, 表明图1背帽端断口属于最先断裂, 而后被撞击破坏。
由图2活塞杆断头法兰端形貌可以看出, 该端面外观呈现为凹形, 外圆周被撞击得很光亮, 表面破坏比较严重, 中间区域断口形貌保存基本完好。法兰端断口中间区域分为三层呈阶梯状形态 (A、B、C、D处) , 分别起源于相邻的螺纹根部, 中间与背帽端断口穿透相连。断口大部分区域表现为平整的裂纹扩展区, 少部分区域表现为最后瞬断区 (D处) , 这符合疲劳断口的宏观形貌特征。
2. 活塞杆断口取样与检查分析
法兰端 (图2) A和B处用线切割进行取样, 共得到3个断口和1个裂纹试样。试样用超声波清洗干净, 利用体视显微镜观察分析断口形貌和裂纹形态。
检测结果见图3~6。
由图3、4、5中可以看出, 除了外圆周被撞击发亮处外, 断口裂纹扩展区外侧颜色比内侧暗, 表明裂纹萌生于外侧螺纹根部, 向内侧扩展。
由图6带裂纹横截面试样形貌也可以看出, 有1条裂纹萌生于外侧螺纹根部, 向内侧轴心处扩展到一多半时停止。
3. 活塞杆断口微观检测分析
将上面3个断口试样, 用扫描电镜分析表面微观形貌, 用能谱仪检测表面成分。检测结果见图7~9。
由图7可以看出, 断口表面发现含有非金属夹杂物, 夹杂物与周围金属基体之间存在缝隙。经检测表明, 非金属夹杂物的主要成分为N和Al元素, 判断为Al N陶瓷晶体。
由图8可以看出, 断口表面微观形貌中发现了一条轮胎压痕特征, 判断为Al N夹杂物脱落后在表面反复碾压形成的, 这是疲劳断口的微观形貌特征。
由图9可以看出, 断口表面微观形貌发现了疲劳辉纹特征, 这是疲劳断口的典型微观形貌特征。
经断口表面能谱检测表明, 断口表面未发现S、Cl等腐蚀元素痕迹, 表明活塞杆断裂与腐蚀无关。
以上检测结果确定活塞杆断裂属于机械疲劳断裂失效。
4. 活塞杆化学成分检测
利用直读光谱仪, 对活塞杆材质主要成分进行检测分析。检测结果见表1。
wt%
由表1可以看出, 活塞杆材质成分基本符合国家标准GB/T3077-1999《合金结构钢》规定。
5. 活塞杆硬度检测分析
在活塞杆 (图2) 法兰端选取C处外侧区域, 用线切割技术取2个试样, 进行显微硬度检测, 检测结果见表2、3。
HV
HRC
由表2活塞杆近表面处的显微硬度分布检测结果可以看出, 活塞杆近表面处的显微硬度不高, 普遍低于300HV, 因而判断活塞杆未进行表面渗氮热处理。
由表3活塞杆整体硬度检测结果可以看出, 活塞杆硬度值为26.9HRC左右, 用38Cr Mo Al材质制造活塞杆, 必须进行调制热处理, 其硬度一般为25HRC~45HRC, 失效活塞杆的硬度值略微偏低。
6. 活塞杆金相组织检测分析
将2个硬度检测试样制备成金相试样, 做金相组织分析。
分析结果表明活塞杆螺纹根部加工基本圆滑, 无应力集中尖角, 但是, 螺纹根部近表面处组织中发现有非金属夹杂物。
从金相组织可以看出, 活塞杆金相组织颜色成轴向带状形态, 这是活塞杆扎制形成的, 此外, 组织中发现有大量颗粒状非金属夹杂物。
从高倍金相组织可以看出, 活塞杆金相组织为回火索氏体, 组织中含有非金属夹杂物, 呈现多边形。
7. 活塞杆夹杂物检测评级
利用扫描电镜对2个金相组织试样进行夹杂物评级, 用能谱仪检测夹杂物成分。检测结果如图10~12所示。
从图中可以看出, 活塞杆组织中有大量离散分布的颗粒状非金属夹杂物, 测量其的最大尺寸为44.3μm, 按照国家标准GB/T10561-2005, 按照D类夹杂物评级为1.5级, 按照DS类夹杂物评级为2.0级, 材质夹杂物超标。
图12能谱检测结果表明, 非金属夹杂物的主要成分为N和Al元素, 确定为Al N陶瓷晶体。
8. 活塞杆失效性质与原因
(1) 活塞杆断裂属于机械疲劳失效, 裂纹萌生于活塞杆与背帽连接的螺纹根部, 并且在活塞杆一侧的几个相邻螺纹根部萌生裂纹, 因而形成多层开裂形态。
(2) 活塞杆材质中颗粒状非金属Al N夹杂物超标, 数量较多、尺寸较大, 从而导致了活塞杆抗疲劳强度降低。
参考文献
[1]陈建国, 杜培德.氮氢循环压缩机活塞杆疲劳断裂的力学分析[J].青岛化工学院学报, 2002, 23 (2) :1-3.
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柴油加氢循环氢脱硫技术改造 篇7
1 技术改造方案(1)
1. 1 改造原因及目的
在正常生产过程中,原装置反应系统循环氢中的H2S体积分数为0. 10% ~ 0. 30% ,过高的H2S体积分数对加氢脱硫反应有着明显的抑制作用。通常采用提高反应温度的方式来缓解这一问题,但却缩短了催化剂使用寿命,降低了催化剂脱硫活性,特别是在生产国Ⅴ标准柴油时,这一问题显得尤为突出[2]。为从根本上改善这一状况,装置新增了循环氢脱硫系统。
根据设计测算,装置改造后,循环氢中的H2S体积分数可降至0. 03% 以下。这样既满足了生产需要,又可提高原料脱硫率,降低反应温度和装置能耗,延长催化剂的使用寿命。
1. 2 改造后工艺流程
由图1 可知,装置改造后,将高压分离器顶部的循环氢引入循环氢脱硫塔入口分液罐中,待气液分离后,气相物料由脱硫塔的第10 层塔盘进入,与第1 层塔盘注入的MEDA溶液逆向接触,脱除H2S后的循环氢自塔顶进入循环氢压缩机,而吸收了H2S的富胺液则进入闪蒸罐。
1. 3 装置改造的主要设备
1. 3. 1 新增循环氢脱硫塔( 含入口分液罐)
在循环氢进入脱硫塔前,设置入口分液罐,以脱除循环氢中大部分凝液,减少进塔的轻烃携带量,降低下游溶剂再生装置的负荷。同时,在塔顶设置除沫器,以避免循环氢夹带液相物料进入压缩机,这样可减轻对机组的损伤。该塔设计规格为 1 300 × 16 600,共设有10 层浮阀塔盘,循环氢出入塔的压差小于0. 35 MPa。装置设有低液位联锁开关。
1. 3. 2 新增贫胺液缓冲罐
设置贫胺液缓冲罐,接收并贮存由工厂管网送来的贫胺液,日常液位控制在60% 左右。该缓冲罐的设计规格为 2 000 × 6 000,操作压力为0. 2 ~ 0. 3 MPa。装置设有低液位联锁停泵。
1. 3. 3 新增富胺液闪蒸罐
含有H2S的富胺液进入闪蒸罐,经闪蒸后,将富胺液送往下游溶剂再生装置。该罐的设计规格为 2 500 × 6 000,操作压力为0. 7 ~ 0. 8 MPa。
2 改造后装置的运行效果
2. 1 原材料
无论是生产国Ⅳ还是国Ⅴ标准柴油,改造前后装置加工原料均为直馏柴油、催化柴油和焦化汽油( 掺炼部分化工轻油) ,三者质量分数依次约为57% ,31% ,12% ,混合原料性质见表1。
由表1 可知,改造前后原料性质基本相同,生产数据具有一定可比性。
2. 2 操作条件
由表2 可知,对于生产不同标准的柴油,装置改造前后的加工负荷及操作条件变化不大,生产数据具有一定可比性。
2. 3 循环氢中H2S体积分数
由表3 可知,装置改造后,对于不同的产品,循环氢中H2S体积分数均达到设计要求( 小于0. 03% ) 。这表明改造后装置的循环氢脱硫效果十分明显,达到设计预期。
%
2. 4 产品性质
由表4 可知,装置改造后,不同精制柴油产品的各项性质均能满足了国Ⅳ与国Ⅴ柴油质量升级的要求。
2. 5 装置能耗
由表5 可知: 与改造前相比,在体积空速及主要操作条件基本相同的情况下,生产国Ⅳ标准柴油时,装置改造后平均反应温度降低了6. 5 ℃,氢气消耗降低了4. 87 m3/ t,中压蒸汽消耗降低了0. 74 t / h; 在生产国Ⅴ标准柴油时,上述各值依次为10 ℃,7. 80 m3/ t,0. 69 t / h。这表明在循环氢脱硫系统稳定运行后,通过对循环氢中H2S的有效脱除,不仅可降低装置的氢耗,还可以降低循环氢压缩机汽轮机的中压蒸汽消耗,达到了节能的目的。同时,由于在达到相同产品硫含量时,反应温度降低,因此,可延长催化剂的使用寿命[3]。
3 结论
a. 装置改造后,对于不同的产品,循环氢中H2S体积分数均达到设计要求。
b. 与改造前相比,在操作条件基本稳定的情况下,生产国Ⅳ标准柴油时,装置改造后平均反应温度降低了6. 5 ℃,氢气消耗降低了4. 87 m3/ t,中压蒸汽消耗降低了0. 74 t/h; 生产国Ⅴ标准柴油时,上述各值依次为10 ℃,7. 80 m3/ t,0. 69 t / h。
摘要：为配合国Ⅳ和国Ⅴ柴油质量升级的要求,通过新增1套循环氢脱硫系统,对中国石油吉林石化公司1.6 Mt/a柴油加氢装置进行了改造。结果表明:装置改造后,对于不同的产品,循环氢中H2S体积分数均达到设计要求(低于0.03%)。与改造前相比,在操作条件基本稳定的情况下,生产国Ⅳ标准柴油时,改造后装置平均反应温度降低了6.5℃,氢气消耗降低了4.87 m3/t,中压蒸汽的消耗降低了0.74 t/h;生产国Ⅴ标准柴油时,上述各值依次为10℃,7.80 m3/t,0.69 t/h。装置达到了降低综合能耗的目的。
关键词：柴油,加氢精制,循环氢,脱硫化氢,技术改造
参考文献
[1]贺华,罗资勤.清洁柴油生产技术[J].石化技术与应用,2002,20(3):202-204.
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