海油富岛二期合成氨装置试车总结课件.pptx

1、摘要：对海油富岛二期合成氨装置工艺和设备特点做了较 为全面的介绍，并对装置从2003年5月26日快锅点火，9 月1日化工投料，直至9月30日出合格合成氨的整个试车过程进行全面总结。关键词：原料气、过量空气、深冷净化、关键设备、试车 中海石油富岛二期合成氨装置（45万吨/年）采用凯洛格-布朗路特公司（简称KBR）组合合成氨工艺技术。其核心工艺为KBR深冷净化工艺，它是由著名深冷净化工艺特点与著名凯洛格设备设计的组合。第1页/共43页1 工艺特点1.1 原料气弹性大 KBR深冷净化工艺能够处理原料气含高浓度二氧化碳和氮气的工艺，而且原料气不必预先脱除二氧化碳。因此，设备和维修成本下降，装置的开车时

2、间缩短。中海石油富岛二期合成氨装置原料天然气来自于东方11海上气田，原料天然气中含有高浓度二氧化碳（20.7%）和氮气（16.8%）。采用KBR深冷净化工艺，二段转化炉加入68%过量工艺空气优化该原料天然气，这个空气量在降低一段转化炉负荷和原料气组份变化的弹性之间达到最优化。第2页/共43页原料气组份变化对装置能力的影响见表一。从表一数据表明了KBR深冷净化工艺技术的优点。由于原料气组份、一段转化炉工况和工艺空气量的变化，通过深冷净化器的调整仍然能够保持合成氨装置的生产能力。即使在极端情况下（B和C）装置生产能力也高于传统装置。设计设计基准（设计）基准（设计）方案方案A方案方案B方案方案C方案

3、方案D方案方案E 方案方案FCO2变化变化20.7中点中点+5%中点中点_5%中点中点+7%中点中点+10%中点中点+15%中点中点_7%中点中点_10%中点中点_15%N2变化变化16.8中点中点+2%中点中点_2%中点中点+4%中点中点+7%中点中点+12%中点中点_4%中点中点_7%中点中点_12%净化器工艺净化器工艺（能力）（能力）10010010010080-8565-70100100100传统工艺传统工艺（能力）（能力）10010010010075-8055-6010090-9585-90第3页/共43页1.2 温和的一段转化和过量空气的二段转化 KBR合成氨工艺在转化工序的一段转

4、化炉采用低水碳比（2.7）和较低的转化温度（754），一段转化炉（101-B）的热负荷大大降低，炉管数和烧嘴也大大减少。大部分负荷被转移到二段转化炉。在二段炉加入过量68%的工艺空气，利用空气中的氧气发生燃烧放出热量以提供转化反应所需的热量，将一段转化炉出口残余的甲烷由22.02%继续转化至2.13%。由于转化部分的温度比传统流程降低，而二段转化炉与传统流程相比又加入过量的空气，因此转化后的工艺气比传统流程中多的甲烷和氮气在深冷净化工序脱除，脱除后尾气返回到一段炉中作为燃料。此设计降低了转化炉投资成本，且延长转化炉管及催化剂的使用寿命。第4页/共43页 1.3 深冷净化装置 深冷净化装置是KB

5、R合成氨工艺的核心，为了防止CO2与H2O在冷箱中低温冻结堵塞管道，在冷箱前设置了分子筛干燥系统，先将CO2与H2O脱除；其余工艺气中所有的甲烷、微量 CO和60%氩气与过剩的氮气一起在冷箱脱除，脱除后尾气返回到一段炉中作为燃料。从深冷装置出来的合成气氢/氮比为3:1，且所有微量的水和碳氧化物完全被脱除，延长合成催化剂使用寿命。由于新鲜气氢氮气纯度高，惰气含量极低（AR0.25%），提高了合成反应的合成率，降低了空速，节省合成气压缩机循环功和冰机冷冻功，从而降低了吨氨能耗。深冷净化能够使合成氨装置前后端独立稳定操作。首先，它允许二段转化炉操作独立设定合成回路的氢/氮，第二，它能有效地补偿前系统

6、的任何问题。例如CO和CO2的泄漏量高于设计值时，CO和CO2将在甲烷化炉内转化为甲烷且所有甲烷将在深冷净化器中被脱除。合成回路的操作不受影响。传统合成氨工艺是无法达到本装置操作弹性的。第5页/共43页 1.4 有效的KBR合成回路 由于新鲜气中不含有合成催化剂的毒物碳氧化物和水分。所以新鲜气可直接导入循环气，通过热交换后进入合成塔。此工艺流程有几个优点:（1）冷冻负荷低于其它流程。其他流程由于新鲜气中含有水分，先与合成塔出口气体混合，然后通过一系列氨冷器冷却后再返回到合成塔入口，冷冻负荷增加；（2）由于不含氨的新鲜气与循环气混合致使合成塔入口氨含量降低，合成塔的能力增加；（3）新鲜气中低的惰

7、气含量使循环气循环量减少，节省合成气压缩机和冰机功率。合成回路设计同样结合了高压废热锅炉，除了有效回收热量，废热锅炉还起到稳定合成回路操作的作用，合成氨装置生产的改变仅反应在蒸汽产量的变化而不影响合成塔温度的分布。KBR合成流程中采用卧式三床合成塔和组合式氨冷器，降低了催化剂床层阻力，减少投资。第6页/共43页 1.5 燃气轮机与一段炉结合的工艺 由于KBR工艺流程在二段转化炉加入过量68%的空气，因此空压机功率增加，若用蒸汽透平驱动工艺空气压缩机，系统蒸汽不能平衡，势必增加一台100T/H中压快装锅炉，而用燃气轮机驱动工艺空气压缩机则不会引起这个问题。虽然燃气轮机本身而言它的效率并不高（25

8、%），但是燃气轮机的乏气（压力温度535、氧含量1517%）全部作为一段炉的燃烧空气，热量被全部利用，这样燃气轮机与一段炉联合操作所需燃气量的总和比传统流程减少20%以上，装置总能耗降低5.2%左右。燃气轮机所需空气是经过两级过滤的。传统流程一段炉燃烧空气一般直接从大气中进入炉膛，转化炉管壁结垢严重，影响传热和炉管寿命，而采用燃气轮机乏气的转化炉管壁非常干净。一段炉烧嘴火焰稳定，辐射段、对流段温度易于调节控制。第7页/共43页 1.6 低能耗的MDEA脱碳工艺 CO2脱除系统采用BASF公司节能的aMDEA03工艺，MDEA是一种叔胺，溶液稳定性好，不降解，挥发性小；对碳刚设备基本无腐蚀。MD

9、EA溶液兼有化学吸收剂和物理吸收剂的特点，它与CO2反应生成一种不稳定的碳酸盐，比较容易再生，与其他吸收液相比，MDEA在降压时单位溶液所释放出的CO2量最多。因此，MDEA做为吸收液，可降低再生热耗，节省动力消耗，开工时不需钝化，缩短开工时间；另一方面，MDEA吸收CO2后的富液通过两级降压闪蒸（0.87MPa和0.06MPa）和加热再生后，CO2纯度达到99.83%，更适合二氧化碳气提尿素工艺。第8页/共43页2.关键设备 2.1 一段转化炉 一段转化炉是KBR顶烧炉设计，它包括辐射段和对流段。辐射室垂直安装了192根装有催化剂的竖琴管。烟道气在底部离开辐射段进入对流段，烟道气在对流段经过

10、混合原料气预热盘管、高压蒸汽过热盘管（两组）、工艺空气预热盘管（两组）、原料气天然气预热盘管、锅炉给水预热盘管后烟道气（170）由引风机烟囱排放。燃气轮机乏气作为一段炉燃烧空气和对流段盘管温度调节是KBR一段转化炉的低能耗设计。转化炉所需工艺热负荷仅仅是传统装置的60%。转化炉与燃气轮机的联合操作，无论采取何种方式，都能提供足够的氧气使转化炉顶有序开车，既是燃气透平跳车也不会导致转化炉完全停车，转化炉烧嘴在低负荷保持燃烧（5%），尽快重新开车。一段转化炉顶部使用小热量释放、低NOX烧嘴，正常操作是天然气和低热值工艺废气或其它任何组合。同一烧嘴采用天然气时能够达到100%的能力。第9页/共43页

11、 2.2 二段炉二段炉是KBR专利设备，主要特点:（1）带有水夹套双层耐火衬里，耐火衬里为 金属壳体温度提供了保证；（2）采用空气/工艺气混合器，以提供均匀的分配和良好混合。避免火焰直接影响催化剂床层；（3）在二段炉上部有2.85米的圆锥以使气体在催化剂上部均匀分布。其它部分与传统二段炉无区别。第10页/共43页 2.3 氨合成塔（105D）氨合成塔是单台卧式压力容器。有三个绝热床，内部冷却的合成塔，在合成塔壳内有可移动的催化剂筐，与催化剂筐一起集合的还有两个内部换热器（122C1/C2），在圆锥催化剂筐和高压壳侧之间是一个环形空间，是用来壳体冷却气体通道。121 C预热后的合成气约有60%经

12、HV1044（主气流）通过外壳/催化剂筐之间的环隙进入122C1的管侧，另一股冷却气经122C2管侧与第二床层出口气换热后也进入122C1的管侧，两股气流在122C1混合与第一床层出口气换热后进入第一床层入口，冷激线（HV1025）直接加到第一床层入口将入口温度控制在379。离开第一床层490490的合成气进入床层底部和催化剂筐壁之间，进到122C1内部换热器的壳侧，经冷却到进入第二催化剂床层，从第二床层出来的合成气通过122C2冷却后进入第三床层。此设计具有较高的转化率（15.52%）和较低的压力降（0.25MPa）。第11页/共43页 2.4 组合式氨冷器 组合式氨冷器代替了三个换热器和两

13、个闪蒸槽。合成塔出口气体通过中心管环隙流动，而循环气通过中心管内管流动，冷却氨在不同温度和压力下壳侧的两室蒸发，因此合成塔出口气体有两种介质即循环气和氨冷冻剂同时冷却。此设计减少了昂贵的高压管道和管件和系统阻力降。第12页/共43页3 中海石油富岛二期合成氨装置试车总结 3.1 催化剂装填与还原 合成氨装置所有催化剂及分子筛（共计622m3）由催化剂装填专业公司（上海阳申）承包，从2003年6月8日开始装填，于8月12日装填结束。催化剂装填各项指标均达到KBR规范和催化剂厂商要求。特别是一段炉催化剂装填后转化管阻力（最大偏差1.5%）及合成塔催化剂装填密度远高于KBR规范和催化剂厂商要求。第1

14、3页/共43页3.1.1 低变催化剂还原及并入系统 低变催化剂选用南化集团催化剂厂B-206型催化剂，该催化剂是采用铜氨络合技术制成，主要成份是氧化铜37.5%，氧化锌和三氧化二铝，堆比重1.50.1kg/l，比表面积1.5m/g，还原后铜晶76A。104-D2装填重量102300kg，装填体积70.6m，装填堆比重1.449 kg/l。8月15日9:00启动氮循环升压机173J进行低变炉氮气循环升温，以10C/h升温至120 C，8月16日5:00衡温4小时结束，由于在120C前升温衡温阶段低变催化剂脱除物理水仅为160 kg，根据催化剂厂商服务指导人员意见10C/h升温至150 C衡温至氮

15、循环升压机173-J 停 车，耗 时 4 9 小 时。该 阶 段 中 氮 循 环 流 量 保 持17700600kg/h，空速200小时，压力1.5kg/cm2，共计出水1000kg。第14页/共43页 由于氮循环升压机173-J在试车过程中不能满足工艺要求，8月19日13:30启动原料气压缩机102J进行低变炉氮气循环，16:00循还回路调整正常，维持床层温度150 C，102J入口压力0.53MPa，出口压力0.64 MPa，氮循环流量保持24200200kg/h，空速270小时。8月20日22:15床层温度达到185 C，开始间段配氢，配氢源为一期含72%氢合成气，间段配氢三次，每次均观

16、察到床层有明现的温升，共计配入合成气16.5kg。23:45开始连续配氢，并逐步增加入口氢气浓度至1%左右。8月23日1:00出口氢含量0.1%，并逐步将入口温度提至205 C，7:15出口氢含量1.06%，9:30出口氢含量5.01%，16:15出口氢含量15.33%，维持出口氢含量11.37-16.66%分析进出口无氢耗，床层无温升，床层各点温度210C，8月24日3:45切氢，8:20关闭低变进出口阀，切175C蒸汽，停102J102J低变升温还原结束，共出水9520 kg9520 kg。第15页/共43页 整个过程耗时180小时，出水10560 kg，消耗含氢72.16%合成气8089

17、kg，折合纯氢14320.84m，还原过程中为维持系统压力排放掉的氢和系统氮气中0.09%的氧与氢反应掉的氢以及还原后残留于循环回路中的氢共计消耗631.165m，还原过程中与氧化铜反应掉的氢量为13689.68m。以37.5%的氧化铜，堆比重1.449 kg/L计算，每m催化剂理论氢耗153.1 m /m ，本 次 还 原 每 m 催 化 剂 氢 耗193.9Nm/m。第16页/共43页3.1.2 低变串入系统 9月16日20:30高变放硫结束，出口硫含量分析连续四次小于0.1PPm，在工艺负荷50%，水碳比4/1，低变入口温度控制在180-185 C，系统放空压力1.8Mpa下。开低变入口

18、电动阀MOV1007旁路向低变炉充压，22:15开MOV1007、开低变出口电动阀MOV1008，关低变旁路阀MOV1009，将工艺气迅速倒入低变炉，通过时床层最高温度TI1350为229.1C，低于厂家要求250C。“热波”通过15分钟后取样分析CO含量0.04%。第17页/共43页3.2 一、二段炉烘炉 3.2.1 燃气轮机乏气管道烘干 根据KBR规范要求燃气轮机乏气管道烘干烧嘴可调比1:5000。烧嘴热负荷不低于7.5百万大卡，风量不低于8500m3/h。本次烘干选用可调比1:5000的SPE-G-LF750型大调节比燃烧器。设计基础条件:正常操作炉膛压力0-500mmH2O,过剩空气系

19、数1.10-1.20，最大热负荷75010104 4cal/h，最小热负荷0.510104 4cal/h。热风炉由八院设计，三化建现场制作。燃料气为一期天然气，热值8654.3kcal/m3，烧嘴最大热负荷时需燃料气870m3/H。强制风机采用尿素508-J最大风量为21000m3/h。第18页/共43页 乏气管道烘干分两个阶段进行：第一阶段101-JGT烟囱的烘干，第二阶段乏气风道的烘干。101JGT烟囱的烘干于6月1日9:28分开始，于6月7日9:10分D1、D2降至120。共计用时144144小时（见烘干曲线）。乏气烟道的烘干于6 6月7 7日9:109:10开始，6月11日8:15至2

20、3:30 以C1、C2T28/HT28/H开始降温，6 6月1111日23:30 23:30 C C1 1=112.6=112.6；C C2 2=124.5=124.5。灭烧嘴，风机继续运行，将整个风道和烟囱温度降到环境温度。6 6月1212日7:307:30灭烧嘴、停下508-J508-J风机，整个101-JGT101-JGT烟囱和乏气烟道烘干结束。整个烘干过程耗时266266小时（见烘干曲线)。第19页/共43页3.2.2 二段炉烘炉 二段炉烘炉与乏气管道烘干采用同一热风炉，6 6月2727日9:009:00热风炉点火 二段炉烘炉升温开始。7 7月2 2日 8:00 8:00 ATAT、B

21、TBT温度降至34.334.3。水夹套在烧嘴灭火后，连续上水2424小时停止上水，整个烘炉过程到此结束（见烘炉曲线）。此次103-D烘炉准备工作、烘炉过程、检验标准严格按照KBR PVD-103D和耐火材料厂商程序执行，技术规范按KBR P11-4TS执行。7月3日下午对103-D烘炉后进行了检查，炉内衬里裂纹宽度不超过1mm。低于KBR P11-4TS-01规范3mm要求，外观检查合格。在检查中发现炉内穹顶处附近有8处结晶物。7月5日对结晶物样品进行了定性分析，耐火材料厂商人员认为在烘炉过程中，由于水受热渗出，在渗出过程中溶解了耐火材料中的可溶性物质，烘炉热风将渗出水蒸干后，溶解物结晶的结果

22、。该结果不会影响耐火材料的强度，以及使用寿命，并承诺转入正常生产后不再出现这种结晶物。耐火材料生产商对渗出物已取样，带回日本分析，分析结果表明对今后运行无影响。第20页/共43页3.2.3 一段炉烘炉 8月17日11:20启动一段炉引风机101BJT，全开燃气轮机乏气排放档板PV1021，一段炉炉膛负压控制在-30mmH2O，14:30一段炉点火烘炉开始，以辐射段出口温度TI1317为准，按15/h速率升温，17日5:50升至120恒温，18日22:00恒温结束。继续按15/h速率升温，19日7:30升至250恒温，20日8:00按50/h速率降温，12:00灭火一段炉自然降温，第一阶段烘炉结

23、束。第21页/共43页3.3 3.3 锅炉给水及蒸汽系统 本套装置的蒸汽发生系统由高压锅炉给水系统、废热锅炉（转化废热锅炉101-C101-C、高变废热锅炉103C1/C2103C1/C2、合成废热锅炉123C1/C2123C1/C2）组成，蒸汽系统由高压（SHSH）、中压（SMSM）和低压（SLSL）3 3个系统组成，开车时SMSM由快装锅炉（60T/H60T/H、380380、46.5Bar46.5Bar）提供，在101-C101-C产汽后，工艺系统负荷达到70%70%时自产蒸汽可自足自给，高压蒸汽产汽来自101-C101-C、103C1/C2103C1/C2、123C1/C2123C1/

24、C2，低压产汽来自低压蒸汽 锅 炉（1 3 1 C 11 3 1 C 1）。高压蒸汽用于驱动 合 成 气 压 缩 机（103-J103-J）和冰机（105 J105 J），103-JT/105 JT103-JT/105 JT的背压排汽进入中压蒸汽管网；中压蒸汽用于驱动原料气压缩机（102-J102-J）、一段炉引风机（101-BJ101-BJ）、高压锅炉给水泵（104J/JA104J/JA）、贫液泵（108-J108-J）、半贫液泵（107-J107-J）、二氧化碳压缩机（302-J302-J）、循环水泵（2 2台）及工艺蒸汽，低压蒸汽用于302-J302-J注汽。第22页/共43页 本装置锅

25、炉给水系统、高压蒸汽系统、中压蒸汽系统和低压蒸汽系统分别在6 6月2929日前化学清洗结束。5 5月2626日10:3810:38快装锅炉点火烘炉、煮炉，6 6月5 5日中、低压蒸汽管网开始蒸汽吹扫，6 6月2525日所有中压蒸汽透平入口管线打靶合格，6 6月2626日建立中压蒸汽管网。7 7月2020日高压蒸汽管网开始蒸汽吹扫，8 8月1313日透平入口管线打靶合格。高压汽包141D141D出口高压蒸汽管线按KBRKBR规范在二段炉加空气后进行吹扫，为节省开车时间经与KBRKBR技术人员讨论，往141D141D上水形成液封，在141D141D出口设置吹扫口，采用倒吹方式进行吹扫 ，于8 8月

26、1717日开始吹扫，8 8月2424日打靶合格。第23页/共43页 在 试 车 过 程 中 由 于 高 压 锅 炉 给 水 泵（104J/JA104J/JA）口环间隙过小、入口过滤器和出口最小流量阀设计问题，造成104J/JA104J/JA试车过程中两次卡涩，经与厂商现场服务人员、KBRKBR技术人员讨论决定，将104J/JA104J/JA口环间隙放大2020道；入口过滤器流通面积扩大3 3倍，滤网目数由2020目改为6060目；出口最小流量阀水平安装修改为垂直安装，改造后于9 9月5 5日104J/JA104J/JA运行正常。投用高压锅炉给水系统。第24页/共43页3.4 3.4 原料气压缩

27、机试车 3.4.13.4.1原料气压缩机机械运转试车 8月4日透平单体试车合格，按照制造厂商规范，使用氮气对102-JT/J进行机械运转试车，8月9日16:02分，102-JT/J冲转，转速在1000r/min，但转速成波动较大，幅度在200 r/min。按试车程序，进行现场一次手动停车试验，16:05再次冲转 102-JT/J，转速控制在1000r/min运行45分钟。16:52分，机组升速过临界，到最低控制转速7403r/min。17:21分，机组升速到设计运行转速9456r/min。17:50分左右，升到最大控制转速10365r/min，进行机械运转试验。在机组升速过程中，始终保持102

28、-J入口压力在0.030.05MPaG。18:05分，因排汽温度高（104）手动停车（因表冷器循环水出口临时盲板未抽出）。机组远行期间各项指标在设计范围内，机械运转试验结束。第25页/共43页3.4.2 原料气压缩机102-J开车 9月12日10:30分102-J各盲板抽、插完毕，102-J缸体压力充到2.7MPaG时，发现压缩机出口端干气密封泄漏量偏大，沈鼓现场代表认为密封有问题。更换出口端干气密封。9月16日8:00原料气压缩机102-J缸体压力充到2.8MPaG，投运干气密封系统，16:03分，102-J冲转。16:46分，102-J开始升速过临界，将转速升到最低控制转速7402r/mi

29、n，机组运行稳定，各项指标正常，开车获得成功。第26页/共43页3.5 蒸汽升温及化工投料 9月8日8:00与一段炉相关系统准备就绪，8:35启动原料气压缩机102J一段炉建立氮气循环，10:18一段炉点火，以一段炉出口温度TI1314为准，按25/H速率升温，9日14:00升至400按KBRKBR规范恒温进行第二阶段烘炉，同时提高镍钼加氢、氧化锌床层温度。9 9月1111日0:000:00一段炉引工艺蒸汽10T/H10T/H，全开高变后PV1032PV1032放空，一段炉转入蒸汽升温，逐渐提101B101B出口温度至500500550550恒温烘炉，此时工艺蒸汽增至30T/H30T/H，系统

30、压力控制在0.40.40.5MPaG0.5MPaG；9 9月1212日8:008:00一段炉按50/h继续升温，并将燃气轮机乏气导入一段炉炉膛。10:1810:18一段炉化工投料，此时工艺蒸汽40T/h40T/h，系统压力控制在0.8 MPaG0.8 MPaG，一段炉出口温度TI1314为696。逐步增加原料气24000kg/24000kg/，水碳比控制在5.05.0、系统压力提至1.8 MPaG1.8 MPaG，一段炉出口温度在730730下进行一、二段催化剂还原及高变催化剂放硫。第27页/共43页3.6 二段炉加空气 6月30日15:00时开始对燃气轮机101-JGT进行单体试车，由于多种

31、原因，到7月15日15:25101-JGT/J联动试车合格，并进行 1小时满负荷运行试验。9月3日10:38在工艺负荷50%、系统压力20kg/cm2、一段炉出口温度700下，二段炉加空气。15:40和9月4日12:10两次因一段炉炉膛压力高（PAHH1059）联锁动作跳车中断。9月14日18:58二段炉重新加空气后，高变入口逐步提至385，催化剂进入稳定放硫阶段。9与16日高变催化剂放硫结束。在此期间对高压汽包和高压蒸汽管网安全阀进行调试。第28页/共43页3.7 3.7 转化系统试车存在问题3.7.1因一段炉炉膛压力高（PAHH1059）联锁误动作，造成一段炉两次跳车，经与KBR技术人员研

32、 究，将 联 锁 整 定 值 有-1 m m H2O 修 改 为15mmH2O后一段炉运行稳定。3.7.2一段炉出口温度升到500时，转化区3838个做簧、吊簧及滑动支撑热膨胀滑动量和压缩量远超出设计值，经KBRKBR和八院工程技术人员重新核算修改后正常。3.7.33.7.3在各项工艺指标正常情况下氧化锌出口硫含量分析、高变放硫时出口硫含量超标，经专家组论证认为分析问题，影响试车进度3 3天。3.7.4 3.7.4 低变氮气循环机实际循环气量未能达到设计能力，只能用于低变氮气循环升温，不能用于催化剂还原。第29页/共43页3.8 净化系统水冲洗及开车 3.8.1净化系统水冲洗 7月28日开始脱

33、碳系统吸收塔（121D）、再生塔（122D2）、低压闪蒸槽（122D1）、高压闪蒸槽（163D）建立液位，启动循环溶液泵（117J/JA）、贫液泵（108JA）、半贫液泵（107JC）进行冷水循环冲洗，贫液循环量430t/h、半贫液循环量1600 t/h；7月31日取样分析121D出口水浊度为6.2PPm，冷水循环冲洗合格。8月2日转入热水循环冲洗，水温控制在8090，循环4小时后，在121D出口取样分析水浊度为6.6 PPm，热水循环冲洗合格。将系统水排净，冲氮保护。8月5日建立循环进行第一次碱洗，温度控制在7580，NaOH浓度控制在35%，贫液循环量430 t/h、半贫液循环量1600

34、t/h（设计正常28000 t/h），每4小时分析一次NaOH浓度和油含量。第30页/共43页 8月8日121D出口取样分析油含量为0.23 PPm，第一次碱洗合格。将碱液排入溶液储槽，系统进行漂洗，分析PH合格后。由于第一次碱洗半贫液循环量未达到清洗要求，8月25日进行第二次碱洗，此次碱洗，采用117J/JA、108J/J A双泵运行，将贫液循环量FIC-1014提至820 t/h，半贫液循环量FIC-1005为1600 t/h，8月26日121D出口取样分析油含量为0.47 PPm，浊度为0.8 PPm，Fe为0.64 PPm。为保证脱碳系统干净，8月29日从富岛一期引3.0MPaG氢氮到

35、吸收塔，启动水力透平107JAHT/JA进行第三次碱洗。贫液循环量430 t/h、半贫液循环量2700 t/h，8月31日121D出口取样分析油含量为0.16 PPm，浊度为0.32 PPm，Fe为0.05 PPm。系统进行漂洗，9月4日分析PH合格后。第31页/共43页3.8.2 净化系统开车 9月5日配置MDEA（由BASF公司生产，每桶200kg，MDEA82.5%，哌嗪7.5%，水10%）溶液，配液共使用MDEA350t溶液，配置溶液浓度49%，在使用过程中加入脱盐水将溶液浓度控制在3843%之间。9月11日脱碳系统建立循环，9月17日3:30工艺气导入脱碳系统，在甲烷化炉前PV-10

36、05放空，8；00吸收塔出口CO2（0.056%）微量分析合格。9月17日16:00甲烷化炉导气，催化剂床层按25/h进行升温，于18日3:10升至260催化剂 开 始 还 原，8:2 0 甲 烷 化 入 口 温 度 升 至320 350，催化剂进入还原主期，稳定4 4小时后逐步将入口温度提到400400，于9月19日8:00甲烷化催化剂还原结束，将入口温度降至295，此时甲烷化炉出口CO+CO2为4.5PPm。第32页/共43页 由于N2气量不足，分子筛未进行预再生，9月19日20:34直接投用分子筛干燥系统程序，20:36干燥器109DB开始运行，干燥器109DA进入加热再生运行。9月21

37、日20:30分子筛干燥器出口气体露点温度为-70冷箱开始充压。9 9月2222日1:301:30冷箱用工艺气进行加热干燥，7:007:00冷箱出口气体露点温度为-60，11:5511:55启动膨胀机131-131-JXJX进行并网调试，调试期间131-JX131-JX跳车4 4次，19:2319:23膨胀机131-JX131-JX并网发电，冷箱开始制冷降温至-20-20后，按林德公司规范停131-JX131-JX对冷箱裸冷检查。保冷材料完工后，9 9月2525日重新启动膨胀机131-JX131-JX冷箱开始降温，9 9月2727日17:5017:50冷箱建立液位，温度降至-187-187。第3

38、3页/共43页3.9 3.9 脱碳系统试车中存在问题 3.9.13.9.1半贫液调节阀FV1005FV1005选型错误，调节阀FV1005FV1005动作滞后，引起半贫液流量波动，试车中脱碳系统溶液循环中断三次，目前采取机械限位在80%80%负荷下运行。1010月2424日准备更换FV1005FV1005执行机构。3.9.23.9.2半贫液泵透平107BJT107BJT在单体试车过程中，两次造成透平转子损坏。目前制造厂商正在分析事故原因。3.9.33.9.3由于消泡剂几乎不溶于水和MDEA溶液中，设计加消泡剂系统无法投用，目前采用人工机械方式往系统注入消泡剂。3.9.43.9.4分子筛干燥系统

39、HV1022HV1022、HV1023HV1023、TV1042TV1042阀门开关不到位，导致干燥器程序中断。3.9.53.9.5冷箱膨胀机131-JX131-JX设计压差为0.240.24，试车过程中系统负荷在80%80%下 131-JX131-JX实际操作压差在0.380.380.450.45，且冷箱温度、液位难易控制。第34页/共43页3.10 3.10 合成冷冻系统引氨及投用 9月12日冷冻系统氮气置换及气密查漏结束，并将冰机（105J）、氨增压机（105J1）的各个进出口管线加盲板隔离，9月13日冷冻回路开始从一期引入热氨，引氨的设备包括149D、120CF1/CF2、152D、1

40、30C，14日从各引氨设备的气相排放取样分析，气氨置换合格。氨引入系统后组织人员对整个氨系统进行了检查，处理了多处阀门压盖泄漏，对导淋关不严的，加丝堵上紧，消除了现场的跑冒滴漏。9月15日所有引氨设备引到正常液位。9月16日对热氨泵（113J/JA）、冷氨泵（124J/JA）进行了试车。第35页/共43页3.11 氨增压机105-J1试车 8月14日105-J1电机单体试车合格开始，8月26日按照厂商规范进行机械性能运转试车。试车气体使用空气，在105-J1入口过滤器引入空气，并在入口处加10目滤网。拆开压缩机出口止回阀阀盖作为压缩机的排放口。试车期间机组干气密封未装入，由沈鼓自做临时密封代替

41、。9:35分，启动105-J1，约9秒后因电流过载保护动作跳车。随后电器进行过流保护延时调整。10:22分，再次启动105-J1，又在约10秒左右跳车，电器再次进行延时保护调整。11:00时，重新启动105-J1试车正常。9月21日17:12连续启动三次105-J1均由于电机电流超载跳车，经与厂商协商将105-J1，入口负荷调节阀HV9110开度由25%降至8%，22日13:20重新启动105-J1试车正常。第36页/共43页3.12 冰机105-J试车 9月15日105-JT单体试车合格，9月19日11:52分，105-JT/J冲转。将转速控制在750 r/min。12:50分，将转速升到1

42、500 r/min运行。13:25分，开始升速过临界，到最低控制转速7264r/min。根据三菱专家要求105-JT/J在最低转速稳定运行到第二天。在最低控制转速运行期间，机组振动、位移、轴承温度及干气密封系统运行正常，105J试车结束转入正常运行。第37页/共43页3.13 合成气压缩机试车 9月2日利用中压蒸汽透平单体试车合格。9月24日22:00分，开始进行用氮气进行103-J缸体气密和置换。25日1:10分，103-J缸体氧含量分析小于0.5%，置换合格。引入合格合成气，控制压力在2.0MPaG，对系统进行检漏处理。随后对防喘振阀FV2540、FV2541、FV1059动作试验。13:

43、25分，103-J冲转，控制转速在750r/min。14:29分，103-J转速升到1500 r/min。15:03分，103-J升速过临界转速，达到最低控制转速9456 r/min。在最低控制转速9456r/min运行期间，其干气密封系统经调整运行正常，机组振动、轴承温度正常，合成气压缩机转入正常运行。第38页/共43页3.14 合成塔催化剂还原 9 月 2 5 日 1 6:0 0 合 成 回 路 充 压 至80kg/cm2G，建立大循环，16:18开工加热炉102B点火，引燃三个大烧嘴，合成塔按催化剂厂商规范25/H升温速率升温，27日17:00第一床层 出 现 温 升，入 口 温 度 3

44、 3 0.6 ，出 口 温 度331.5，第一床层催化剂已经开始反应。28日3:00，氨水浓度分析33.72%，氨水由排放到中和池改为经冷氨泵124J/JA送至氨罐2101FB。由于第一层预还原催化剂几乎没有还原水，根据厂商现场服务人员建议在第一层升温还原时第二层床层同时进行，28日8:00合成塔入口压力95kg/cm2，第一床层入口温度400.4，出口温度475.3，第二床层入口温度432.3，循环量约90000kg/h，出塔气氨含量5.23%，第一床层还原结束。第39页/共43页 第二床层入口温度按5/H升温速率继续升温还原，29日12:00第二床层进口温度455.7，出口温度489，第三

45、床层进口温度378，合成塔入口压力100kg/cm2，循环量约110000kg/h，产品氨分析浓度达99.28%，18:00第二层还原结束完，第三床层并未开始还原，完全达到了分层还原。第三床层的还原到10月2日12:00全部完成，还原结束时，第三床层进口温度464.7，出口温度454.9，合成塔入口压力120kg/cm2，循环量约140000kg/h，产品氨分析浓度达99.74%，氨净值达到15%。第40页/共43页 由于本次催化剂还原水汽浓度分析取样点和分析方法存在问题，分析数据与实际出水量相差很大，因此催化剂的还原主要根据升温速率来控制；为避免入口水汽浓度高，采取了开大HV1019放空和降

46、低氨分离温度等办法；在还原第二床层时，控制第三床层入口温度低于还原反应温度380，达到了分层还原的目的，防止了第三床层催化剂反复氧化还原。目前催化剂的运行情况表明，催化剂的活性良好，完全能够达到工艺技术指标。第41页/共43页 在合成塔催化剂升温阶段，由于开工加热炉烧嘴火焰不稳定，在升温过程中烧嘴多次熄灭。在27日8:10，102B发生两次爆燃，爆燃造成烧嘴风门档板损坏，烟囱挡板变形。风门档板、烟囱挡板修复后于18:20开工加热炉点火，合成塔继续升温，发现烧嘴燃烧情况很不稳定，存在脱火现象，炉膛负压大幅度波动，部分烧嘴风门严重晃动。经分析是由于天然气中CO2和N2含量过高所致，27日15:30将102B燃烧天然气改为富岛一期天然气燃烧情况得到改善，21:13燃料气全部改为富岛一期天然气后102B稳定运行。第42页/共43页感谢观看！第43页/共43页