催化裂化装置基准能耗计算及分析

催化裂化装置基准能耗计算及分析2 U. Y1 e( 5 9 K ( v0 F7 c- x7 D# m+1.基准能耗概述4 f( w9 qu+ $ o9 H1.1基准能耗的发展( Z" V; z+ F- R% i# 4 W: z% L- Q/ b/ q; z一个装置用能合理性的评价是个复杂问题，不同装置之间由于所处环境和条件差别很大而缺乏共同的比较基础。一个具体装置的能耗由许多条件决定，如原料性质、产品分布、大型机械设备的配置，装置的外部条件、所使用的催化剂、装置的工艺流程及工艺方法、负荷率、设计水平、操作水平等等。这些条件各不相同，对实际能耗进行直接比较是不科学的，对比的基础是不统一的。. W7 k5 L% , , n- ?4 I基准能耗作为评价装置用能水平的一种方法，其计算所依据的基础条件不是针对某个具体装置而确定，而是选取某些特定条件进行计算。超越任何具体装置的条件，摒除了所有不可比因素，使能耗具有了共同的基础。没有任何一套具体的装置与基准能耗的条件相一致，但它又代表所有条件各异的装置。基准能耗是一个接近目前最经济的理想条件，而又通过努力可能达到的指标。2 ; w" f5 F* S+ Y. 各个装置可以根据自己的生产方案、原料构成、动力机械配置、操作条件及其它有关的基本参数计算本装置的基准能耗。将计算的基准能耗与实际能耗相比较，可以找出该装置的节能潜力。通过计算各装置的能耗因数（EF）作为各装置能耗水平比较的基准，依此评价其能量利用水平相对比较合理。基准能耗已为国外许多大公司作为评价能量利用的方法，基准能耗还可以作为新设计装置的参考性指标，用于计算、分析用能情况及节能潜力。二十世纪八十年代中期，中国石油化工节能技术中心组织有关专家编制了催化裂化装置基准能耗的计算方法。随着催化裂化工艺技术自身的发展，人们对能量利用认识的逐渐深入，以及技术水平及管理水平的不断提高，有必要对其进行适当的修订，以适应当今技术发展的要求。2000年，在原催化裂化装置基准能耗的基础上，结合催化裂化装置的技术对基准能耗计算的基础条件和计算方法进行修订，本文介绍的即为修订后的基准能耗方法。- 3 0 i7 q1 F; P( X L 9 j( 9 G0 o4 & z# ; J8 O, i) l1.2基准能耗的原理及应用范围6 y9 A1 r" H) k 由于影响催化裂化装置能耗的因素很多，而且它们之间的关系错综复杂，很难提出一个普遍适用的具体的基准能耗数值。因此基准能耗提出的是一种计算方法，它不是采用传统的输入与输出能量之差加上消耗的方法计算，而是基于能量平衡原理，以装置用能中不能回收的排弃能量和原料与产品之间的化学焓差之和来确定，其中也包括所用能量在转化过程中的损失在内。该基准能耗适用于国内各种类型、处理各种原料、任何生产方案的大中型（50104t/a）催化裂化装置（包括ARGG，MGD，MIP，FDFCC等）。计算方法所用能耗折算指标按照中华人民共和国行业标准石油化工设计能量消耗计算方法（SH/T 3110-2001），计算基准以每吨新鲜进料计。（转顾）该方法计算的基准能耗包括反应、再生、分馏、吸收稳定、主风机和烟气透平、余热锅炉、气压机、余热回收站等部分，但不包括水处理和产品精制部分。2.修订后基准能耗与原基准能耗的差别2 G! D |* |* V k; F1 U修订后的基准能耗主要在以下9个方面对原基准能耗进行修订。" e7 M" ( W! n+ p# o jO 1鉴于目前催化裂化装置正常几乎都不使用加热炉，因此取消原基准能耗中的加热炉能耗项。2根据目前在催化裂化装置中重油催化裂化占绝大多数，仅用掺渣比来衡量催化裂化原料的轻与重并不确切。因此，在新的基准能耗中计算化学焓差能耗（即反应热）不采用以掺渣比来作为对原料轻重的区别，而采用原料的主要性质（比重、残炭、平均沸点、分子量）来评判原料的轻重，反应热采用分子膨胀法来计算。3原基准能耗中余热锅炉的排烟温度是按250考虑的。鉴于目前有些装置的余热锅炉排烟已降至180，故新的基准能耗再生烟气排烟能耗按180考虑。4原基准能耗中散热能耗是用装置焦炭产率和回炼比来关联的。考虑到散热能耗仅与原设计的设备尺寸有关，而与实际操作条件变化和处理量变化关系不大，故新的基准能耗、散热能耗以装置原设计时的处理量和焦炭产率来关联，而与其它无关。( w/ F9 k1 a5 O/ f" 5统计多套数据表明，增压机能耗很难找出与之关联的参数，也是装置能耗计算中最不确定的能耗项。鉴于此，新的基准能耗对增压机能耗采用以实耗的办法来解决。1 D- G" A& C0 o# F; r! A/ z3 6新的基准能耗再生烟气排烟能耗以排烟温度和大气温度差来计算能耗，而在主风机能耗项中，主风的温升作为主风机的有效功来考虑。A# m: H+ 7考虑到目前许多装置采用注终止剂或回炼汽油，故新的基准能耗新增终止剂或回炼汽油能耗项。! a4 N1 E; A: _9 d; p- h8 8针对ARGG、MGD、MIP、FDFCC等各种方案的不同对能耗的影响，重新修订工艺排弃能耗和冷却介质能耗。, m& S+ k7 O7 V3 Y; d9蒸汽能耗项中，除考虑雾化蒸汽比例对耗汽的影响外，也考虑回炼比不同对雾化蒸汽量的影响。（直接新的基准能耗，避免混淆）3.基准能耗计算中设定的基础条件% n1 s7 ) B& R4 g3.1 基准能耗的基础条件的设定 基准能耗的基础条件，不是针对某个具体装置而确定，而是一个接近目前最经济的理想条件，而又通过努力可能达到的指标。在基准能耗计算中，主要的基础条件作如下设定：1再生烟气中CO2/CO=，过剩氧含量为2%（干基，分子比）。2焦炭中H/C为7/93。3不设加热炉，原料加热全部按换热考虑。4主风机出口至烟机入口压降按0.09MPa考虑，沉降器顶至气压机入口压降按0.08MPa考虑。5产品进出装置条件见下表。表。产品进出装置条件名称相态温度名称相态温度干气 D" K* # N0 O K气态40重柴油R1 N, X0 C* p/ j a/ S液态90液化气! N& s3 % x& _: A8 F液态40油浆! m a$ 4 . & c- a6 d液态90汽油8 z! s. v4 W3 U7 U" R液态40. j: V1 A# c/ g8 : 4 u( H轻柴油) r5 i4 N- b 9 q- 1 G液态60! 7 X c" e& H( bz6余热锅炉的排烟温度以180计。7主风机组按主风机烟机电机三机组配置，主风机为轴流风机。若烟机回收动力不足以驱动主风机时以电力补足；若回收率大于1时，也以电力计入基准能耗。8工艺用汽等级为1.0MPa，扫线、伴热、抽空、采暖及其它间断用汽不计入基准能耗。9分馏塔采用塔顶循环回流，不采用冷回流。另外设一中、二中及循环油浆四个循环回流取热。10分馏塔顶油气中90部分按低温热回收考虑，<90部分按冷却考虑。其余物流中100部分按低温热回收考虑，<100部分按冷却考虑。11分馏塔顶油气、压缩富气、补充吸收剂及稳定塔顶油气均按冷却至40考虑。12气压机为带中间冷却器的两段离心式压缩机，动力为3.5MPa蒸汽背压透平，排汽压力为1.0MPa。13干气中C3+按1v%考虑，液化气中C5组分按1v%考虑，C2组分按0.5v%考虑。稳定塔按深度稳定考虑，汽油中C4组分按1wt%考虑。14泵均以电力驱动考虑。15冷却方式均以水冷考虑，水的温升为10。16余热锅炉按不补燃考虑。17回炼汽油为装置自产的粗汽油。如果回炼汽油为来自装置外的粗汽油，要求在粗汽油泵出口分出同样流量的粗汽油返至装置外。18预提升介质为蒸汽，不考虑干气作为预提升介质。3.2对设定的基础条件说明! S) o& d; H主要基础条件说明如下：1能耗计算主要涉及油品的焓差，不同原料的焓值差别较大，但焓差则差别不大，无需校正。2CO化学能已计入基准能耗，其燃烧方式和能量利用方式不影响基准能耗。3基准能耗计算方法与原料进装置的温度无关，原料进装置温度仅影响余热回收利用，对总的基准能耗没有影响。4装置向外供出能量不论何种形式，均以热量直接利用计算，不考虑转化。5由于催化裂化装置可利用热量的平均温度较高，气象条件对散热损失的影响较小，所以气象条件对基准能耗的影响不予校正。4.基准能耗的计算方法4 Z/ K6 h" 7 o& R% K! y每个装置根据自己的原料、产品收率、动力机械配置等情况计算自己的基准能耗，具体方法如下：4.1基准能耗计算前所需要的原始数据1混合原料性质（包括原料比重d420，残炭w%，分子量或恩氏蒸馏50%点温度）2产品收率（包括干气、液化石油气、汽油、轻柴油、重柴油、油浆、焦炭产率）3回炼比4原料雾化蒸汽比例5主风机出口压力6气压机出口压力7反应压力8装置设计时焦炭产率的设计值9装置设计时的公称处理量10装置实际处理量11终止剂或回炼汽油量4.2基准能耗计算方法及步骤基准能耗由11个子项构成，这11个子项分别单独计算，累加的总和即是基准能耗。基准能耗计算公式如下：EB= Ei 式中：E1E11分别见下述。4.2.1化学焓差能耗E1（MJ/t）化学焓差能耗的计算基于两种方法：分子膨胀法和SW公司修正计算方法。两种方法表达式如下：* ; ?( K1 Q1 nK" s$ j: m2 + x分子膨胀法：7 j/ m* ; ?* |+ m, a0 e1 A# , X$ E( |- u1 V4 I1 l/ D# x( g8 U# pMJ/t$ V3 Y! E/ f: i( n1 bSW公司修正计算方法：( V- t# x# W- h% M1 w; H9 F0 s0 gMJ/t. Z5 s9 Q% z$ l0 l8 LCR与原料性质有关的系数，kJ/kmol；) I$ k% t% U. c( x1 dMp产品平均分子量；4 x% g. 1 l Z" e, y" SMC原料平均分子量；4 Y6 G% S9 X; H1 P. H- L8 S8 iYC焦炭产率，wt%。! S$ G+ ?; A, & Q7 r0 H( o. w对于分子膨胀法而言，根据以前文献记载的CR经验数据计算出来的E1偏大；对于SW 公司修正计算方法而言，其计算结果同实际情况较为接近，但除了原料分子量以外，公式中没有反应出其他原料性质对反应热的影响，因此在化学焓差能耗的计算中，采用分子膨胀法的公式形式，以SW 公司修正计算方法得出的结果为基准，对CR进行修正，得出以新鲜混合原料油比重（d15.615.6）和残炭（wt%）为函数的CR计算公式。" x% B8 9 G; D E1=CR ，其中各参数的意义和计算方法如下：（1）CR与原料性质有关的系数。CR =58066D + 957C - 6539! S6 wQ?3 i1 gkJ/kmolC新鲜混合原料残炭，wt%D新鲜混合原料油比重，d15.615.6。（2）MC原料平均分子量，若有该数据按实际数据输入，若无该数据按下式估算。原料平均分子量MC的计算采用API法，( E1 h/ o% z% t0 eD; * ?MC=42.97exp（2.1010 -4T-7.79D+2.0910 -3TD）T1.26D4.98% n: y3 / X6 G8 l) x: X# s& 1 u+ i原计算方法中1 w, ! t+ u+ O& X- d6 H1 U, s9 D$ U- q2 L dT10新鲜混合原料油恩氏蒸馏10%点温度，K3 O " a$ e8 i# n! r! NT30新鲜混合原料油恩氏蒸馏30%点温度，K- A9 V& f. y5 2 D1 AT50新鲜混合原料油恩氏蒸馏50%点温度，K3 G! 5 K- P; Z8 V! U8 z# r$ QT70新鲜混合原料油恩氏蒸馏70%点温度，K- I; n3 l8 r) q6 y& v2 V( q, eT90新鲜混合原料油恩氏蒸馏90%点温度，K, 8 g2 G4 9 P但在实际情况中，由于混合原料油较重，混合原料油的T70和T90较难测量，因此用简化算法T=T50。0 h) c* R P: K$ HD：新鲜原料比重，d15.615.6。+ W2 U: o/ V! k1 oY# q（3）Mp产品平均分子量。在产品平均分子量MP的计算中，对于任何催化裂化装置，规定各相应产品的分子量相同，具体如下：干气：17；液化石油气：50；汽油：100；轻柴油：200；油浆及重柴油：350。4 T4 z8 j* l8 ? Mp=（yH + yLO + yG + yL + yF）/（2.8610 -3yH +510 -3yLO +0.01yG +0.02yL+5.8810 -2yF）式中：yH油浆及重柴油产率wt%，yLO轻柴油产率wt%，yG汽油产率wt%，yL液化气产率wt%，yF干气产率wt%。4.2.2再生烟气排烟能耗E2（MJ/t）再生烟气排烟温度按180考虑，再生烟气排烟能耗E2以排烟温度和大气温度差来计算能耗。E2=24.8yC式中：yC焦炭产率wt% . S9 q% V; d3 ! _+ o: # 7 . p 4.2.3工艺排弃能耗E3（MJ/t）工艺排弃能耗E3指不能回收的那部分能量消耗。具体包括以下几部分：分顶油气9040的冷凝冷却热；顶循10080的冷却热；轻柴油10060的冷却热；贫吸收油10040的冷却热；重柴油和产品油浆10090的冷却热。气压机中间冷却器冷却热；压缩富气的冷凝冷却热；吸收中段油的冷却热；稳定塔顶液化石油气的冷凝冷却热；稳定汽油和补充吸收剂10040的冷却热。9 k7 D4 J& X; I) c. S3 S采用PRO/II模拟计算多种处理量（80万吨/年350万吨/年）、多种生产方案（ARGG、FCC多产柴油、FCC多产汽油、MGD等）后，经过数据回归得出。: ; I2 N/ 7 3 H+ W- fE3=42.97yF+17.66yL+6.42yG+1.46yLO+0.19yH91.81! l+ H% s, x, U1 Q; V/ g7 qMJ/t6 / c( J E* G1 y式中：yH油浆产率wt%，yLO轻柴油产率wt%，yG汽油产率wt%，yL液化气产率wt%，yF干气产率wt%。2 W# D! g5 C. B7 I4.2.4主风机能耗E4（MJ/t）主风机组按主风机烟机电机三机组配置，主风机为轴流风机。若烟机回收动力不足以驱动主风机时以电力补足；若回收率大于1时，也以电力计入基准能耗。主风机能耗E4为主风机组的用电耗（发电状态下该值为负值）减去主风经过主风机后由于温升而增加的显热。8 M3 Y6 s: R( O# v0 g c- Y2 A主风机轴功率计算公式：( K) Q# z$ PZE2 O7 Y/ x L% k5 J2 $ y" y; u) U; v* IkW9 o+ 4 f; Y$ N" | ; oP1：主风机入口压力，MPa（A）；7 E0 q4 l9 j, p2 g6 : E% |P2：主风机出口压力，MPa（A）；6 M/ y! m7 |7 , k6 M5 bG7 RT1：主风入口温度，K；: M; ig5 p4 H. Y" O# P) G：空气入口重量流量，kg/s；/ C; S% 6 QI4 m2 B! zK ：空气的绝热指数，1.4；* Y1 W9 0 Ac; v+ f：主风机效率。: x8 L$ kB* N- x1 M% C! c2 U$ d6 q烟机膨胀透平轴功率计算公式：/ e4 f P+ V6 B$ ?" Ps8 e3 G. M7 m9 t$ j2 GkW; P6 b! V+ & Y) U/ NP1：烟气入口压力，MPa（A）；7 X z9 U: t: A" CP2：烟气出口压力，MPa（A）；4 f9 j& I: Y2 z# I! mV1：烟气入口流量，m3/min；8 F3 n# A. j: ?5 Vs9 i( - y5 dK ：烟气的绝热指数，1.313；9 J6 f) U+ B" ( a# ( G& V：膨胀透平和机械总效率。* m+ t* h9 n! o统一按烟气中氧含量2 mol%、空气中水含量2mol%确定耗风指标，主风机入口压力0.1MPa（A），入口温度25，主风机按轴流机考虑，主风机效率取90%。主风机出口至烟机入口压降按0.09MPa考虑，烟机出口压力0.108 MPa（A），烟机膨胀透平和机械总效率按单级透平取78%。/ x3 5 % x; W7 t0 l主风机出口温升由两部分组成：一是空气按绝热压缩计算得到的出口温度；一部分是主风机功率损失量的50%用于加热主风。两部分相加得到主风出口温度。# ?! pJ, e* G0 h3 D- W2 E# k从上述公式计算可以看出：在以上确定的条件下，主风机能耗E4是主风机出口压力和装置焦炭产率的函数，且与焦炭产率为线性关系。在主风机出口压力P1为0.230.45 MPa（A）的范围内计算E4，通过拟合得出主风机能耗E4和主风机出口压力P1的关系式。5 ! w0 . 2 m* b, S$ n5 GE4=(207.86P10.32) yC(2.4316.09P12-13.03P1) 0.133yC(432P111.7)+Ne5 d0 k8 ! F: z/ * UMJ/t7 A2 S% _- E# w( j4 C式中：P1主风机出口压力MPa（绝），yC焦炭产率wt%，Ne增压机能耗：无增压机Ne=0，有增压机时按增压机实际耗功计，0 O# Y5 G* oO# g. i8 xNe=3.6N/W# p" ; K2 M- b" ; |7 iMJ/t! w5 x) k- k5 N$ L, % C5 n m4 oN=增压机实际耗功，kwh8 F) h1 h+ ?7 o5 i L, m- Y% Z1 ZW=装置实际处理量，t/h- W( H; Q6 |- o 4.2.5气压机能耗E5（MJ/t）气压机轴功率计算公式：; U9 a4 c" F6 N( b/ _1 r/ 7 B" o8 N+ XP1：气压机吸入压力，MPa(A)，取沉降器顶至气压机入口压降按0.08MPa考虑；" V+ Z3 ) D4 s, |% g0 P2：气压机排出压力，MPa(A)；9 h2 t) c6 I7 m5 p. sV1：吸入状态*积流量，m3/min；* gL( 6 Q5 Q4 G1 Y, LB：压缩段数；$ L2 j. 4 ! ?& |6 l6 RF：中间冷却器压力损失校正系数，对于二段压缩F=1.08；- M/ S2 B* x; m：多变指数；1 Z1 . v" S& L. w6 D" a：总压缩比；+ nt8 Q5 8 ?4 ?: kp：多变效率；0 Q: C: o6 X2 U3 vg：机械效率，N >2000 kW，g=9798 %，9 G" U- qc- * W. U$ a9 $ g, c. 4 H! P3 Z( O$ 4 N) 2 P, aN =10002000 kW，g=9697 %，$ : I3 g0 h8 + j0 b" yN < 1000 kW，g=9496 %，% W3 ? d2 a2 : : M, O) Cc：传动效率；直接传动，c =1.0，齿轮增塑箱传动，c =0.930.98。本计算方法中统一取c =0.98；" f; U# Z+ f: 0 xE首先取气压机入口流量为定值，分别改变P1和P2，得出多组数据，拟和得出轴功率和P1、P2的关系式。气压机动力为3.5MPa蒸汽背压透平，排汽压力为1.0MPa。根据计算得出的气压机的轴功率，折算出气压机消耗的中压蒸汽量，经过处理量的转换可以得到相应的能耗和P1、P2的关系式。+ N1 P1 d# + ) A* WX然后用PRO/II计算在不同的入口压力和生产工艺方案（FCC、ARGG等）下，富气的量和组成。可以看出气压机入口的富气中还含有少量的C5及以上成分，该成分的体积百分比变化不大，因此，该成分不在计算公式众出现，而将其折算成干气+液化石油气的系数，因此可以拟合得出气压机入口富气流量和气压机入口压力P1、产品分布中干气和液化石油气产率（yFyL）之间的关系式。) j1 c8 c3 3 f0 x上述两项结合即可得到气压机能耗计算公式。8 m% Y( Z b2 0 uE5=(2.16P23)2.464.55(P30.08)（yFyL）4 h% U. p6 j5 kMJ/t# a/ K+ E4 / B式中：P2气压机出口压力MPa（绝），P3反应压力MPa（绝），yF干气产率wt% ，yL液化气产率wt%。, H# & Z& n2 m8 5 4.2.6工艺用蒸汽能耗E6（MJ/t）在装置蒸汽消耗中，雾化蒸汽和汽提蒸汽是新鲜进料和回炼比的函数，其余蒸汽消耗都看作仅为进料量的函数，即对于基准能耗而言为定值。3 A3 D( e/ t3 + u# O; Z3 F! UE6=279+31.82a（1+R） MJ/tj* B6 Y- s$ Z7 L式中：a雾化蒸汽比例，R回炼比. B: y( x$ H# P$ R( n 4.2.7泵及其它用电能耗E7（MJ/t）在机泵能耗的计算中，无论装置规模大小，统一确定机泵的效率为60%。泵实际出口压力在计算所需压力的基础上稍加富裕量，而不根据实际泵的性能曲线确定效率和扬程。8 L& V# H& G+ W+ % ( : R其它用电能耗包括余热锅炉用电、机组辅助系统、仪表、照明等辅助设施用电等，为几套典型装置的统计数据，折合成吨原料油用电量的平均值。由于基础能耗的计算中，冷却方式全部以水冷考虑，空冷器风机用电不包括在内。7 D$ Z7 |9 i" j2 P9 Q( U/ N) uE7=507 L" F! Q$ c8 q: n( MJ/t n6 g) p0 _8 Q% l2 f4.2.8散热能耗E8（MJ/t）散热能耗的计算是按照原设计的两器尺寸大小（包括烟气馆管线、三旋）来计算的，与操作条件和实际处理量无关，两器形式统一按单器单段。散热能耗仅与原设计时所采用的焦炭产率和设计处理量有关。散热损失按再生器及烟气系统2800 kcal/m2.h、反应沉降器系统1700 kcal/m2.h来计算的。0 w2 * W4 V# S0 Z6 rE8=5.76yC 0.58q +396.91 D# H- k# X& MJ/tg* i2 - Z" y( X. Z% ( j式中：yC装置原设计焦炭产率wt%，q装置原设计的处理量（新鲜原料进料量）t/h。1 K+ B% G6 b" i 4.2.9冷却介质能耗E9（MJ/t）冷却介质能耗E9指工艺排弃能全部用水冷冷却，所消耗的冷却介质的能耗。6 K6 K+ V$ x9 e K& u7 / KE9= 10.9yF +1.54yL+0.55yG+0.12yLO+0.018yH16.3, ?" m3 H O/ g U) q1 b- r# o- tG4 d7 f/ pMJ/t o) e1 k; L9 m0 B式中：yH油浆及重柴油产率wt%，yLO轻柴油产率wt%，yG汽油产率wt%，yL液化气产率wt%，yF干气产率wt%。+ C" s3 m: I6 X- s2 d9 E1 d 4.2.10终止剂或回炼汽油能耗E10（MJ/t）终止剂和回炼汽油作用不一样，终止剂不转化而回炼汽油有部分发生转化。为简化其间，将回炼汽油发生转化的结果表现在原料最终生成的产品上，而将终止剂和回炼汽油作同样对待。H& Y2 H0 Z1 W- E* 回炼汽油为装置自产的粗汽油。如果回炼汽油为来自装置外的粗汽油，要求在粗汽油泵出口分出同样流量的粗汽油返至装置外，这样可以和回炼自产粗汽油做相同处理。$ e9 * d9 n, T2 E& + Q0 R! Q+ n; V装置打终止剂或回炼汽油，将反再部分的高温位热量一部分转化为低温热。该能耗的计算方法如下：终止剂或回炼汽油自提升管出口温度至300范围内的显热，在分馏塔可以通过和油浆、二中换热发生中压蒸汽，因此该段热量不计如能耗；30090的显热和部分潜热可以作为低温热回收，其回收能量以纯热量的形式计算，而30040的显热量和潜热量，其原来价值可以发生中压蒸汽，因此以发生中压蒸汽量作为能耗，减去回收的低温热即为终止剂或回炼汽油能耗。6 |0 Y; U+ e6 Q# ?4 F( s0 aW3 f; BE10=1549R2: Y3 d! ) 2 s; g* FR2 终止剂或回炼汽油回炼比（对新鲜进料量）。6 a/ h) J+ x( Be& m4.2.11其他能耗E116 u( Q4 e6 X# B i0 u其它能耗指出了上述能耗外的其它能耗，该数据位统计数据。余热回收站的能耗（包括电耗和冷却介质能耗）也包括在内。5 , y0 M5 n7 k& , K7 WE11=45$ x" H3 o C0 g: B; uMJ/t9 f" t/ M: H9 c" J- 4.3基准能耗的校正8 B+ Q5 v; r; f, fD 在装置负荷率与设计能力相差较多时，需对计算所得到的基准能耗用下式进行近似校正。EC=E2+ E4+E6+E8+E9+E11+L(E1+ E3+ E5+E7+E10)/L式中：EC近似的校正后的能耗，MJ/t: x7 Q9 j. ! C5 L装置负荷率，分率5.基准能耗的应用/ wm4 _$ K2 B% e+ x: i5.1能耗因数的应用由于各个装置的具体条件差别较大，用能耗的绝对值对各装置进行比较是不合适的。因此，用能耗因数EF来评价各装置的能量利用水平，可比性相对要强一些。EF=E/EC式中：EC计算的基准能耗E装置的实际能耗，MJ/tEF值越大，表示装置实际能耗与基准能耗的差距越大，能量利用水平越低，节能潜力越大。EF值越接近1，表示能量利用水平越高。在设计完善的装置，EF值小于1也是可能的。5.2 基准能耗中各子项与实际能耗的比较 对装置进行标定后，可以分别得出装置对应于基准能耗各子项的实际子项能耗。分别比较每个子项的实际能耗与计算基准能耗子项，能够深入分析出节能潜力的具体所在。例如以上海高桥分公司140104t/a催化裂化装置1998年8月26日标定数据为例，分析其耗与基准能耗的差距并分析其节能潜力。序号项目计算基准能耗标定核算能耗差值1E1423.84418.68-5.162E2206.34251.0544.713E3654.77695.3140.614E4-330.97-119.40211.575E5168.81262.5793.766E6440.24538.9998.757E7505118E8341.583508.429E974.1864.64-9.5410E105.825.82011E1145450EB2079.602563.65484.05EF1.233对表4所列数据逐相分析，可以看出装置节能的潜力所在之处，有助于节能工作的深入进行。逐项分析如下：1再生烟气排烟能耗E2排烟温度为218.8，较基准温度高。2工艺排弃能耗E3装置的低温热回收比较充分，分馏塔顶换热至70，顶循换热至95，稳定汽油换热至62，排弃能都较基准能耗少，轻柴油换热至99，和基准能耗相当，一中段油采用循环水后冷，而基准能耗为全回收。综合以上几项，总的工艺排弃能较基准能耗少，但是实际能耗计算中回收的低温热按60%可利用计，另有40%计入排弃能，因此总和较排弃能稍高。3主风机能耗E4基准能耗计算中主风机出口至烟机入口压降按0.09MPa考虑，实际主风机出口至烟机入口压降为0.117MPa。烟机回收功率减少。4气压机能耗装置气压机组配置为汽轮机-电动/发电机-气压机，标定期间，装置产中压蒸汽压力为2.1MPa（A），气压机耗电2700kW，因此气压机能耗较基准能耗高。5蒸汽能耗E6解吸塔底采用低压蒸汽作为热源，总的蒸汽消耗量加大。6冷却介质能耗E9低温热回收比较充分，循环水耗量降低，冷却介质能耗有所下降。从上述分析可以看出：烟气排烟能耗、工艺排弃能耗、主风机和蒸汽能耗是该装置能耗较高的主要原因。此外装置发生了大量的中压蒸汽，除了部分供气压机外，其余在装置内通过减温降压器成为低压蒸汽，蒸汽没有逐级利用也是能耗高的主要原因之一。