本發(fā)明涉及化工領域，具體地，本發(fā)明涉及一種蒸汽裂解方法。
背景技術：
：乙烯、丙烯和丁二烯等低碳烯烴是石油化學工業(yè)的重要基礎原料。目前，生產低碳烯烴的方法以管式爐石油烴蒸汽裂解工藝為主。據(jù)統(tǒng)計，世界上大約99％的乙烯、50％以上的丙烯和90％以上的丁二烯通過該工藝生產。管式爐石油烴蒸汽裂解工藝的核心設備是管式裂解爐(以下簡稱“裂解爐”)，裂解原料如乙烷、丙烷、石腦油以及加氫尾油在裂解爐中被加熱到高溫時，會發(fā)生碳鏈斷裂化學反應，生成低碳烯烴如乙烯、丙烯和丁二烯等。國內外的長期研究結果表明，原料烴類在高溫、短停留時間、低烴分壓的條件下對生成烯烴是有利的。管式爐石油烴蒸汽裂解工藝的核心設備是管式裂解爐(以下簡稱“裂解爐”)，裂解原料如乙烷、丙烷、石腦油以及加氫尾油在裂解爐中被加熱到高溫時，會發(fā)生碳鏈斷裂化學反應，生成低碳烯烴如乙烯、丙烯和丁二烯等。但是，熱裂解反應過程十分復雜，除了目的產物低碳烯烴外，同時還會發(fā)生脫氫、異構化、環(huán)化、疊合和縮合等副反應，生成其他副產物。因此，如何控制反應條件，使反應產物中目的產物低碳烯烴最多是該領域一直研究的課題。國內外的長期研究結果表明，原料烴類在高溫、短停留時間、低烴分壓的條件下對生成烯烴是有利的。在反應的初期，從壓降方面看，由于反應的轉化率較低，管內流體體積增大不多，管內流體的線速度也增大不多，較小的管徑不會引起壓降增加太多，不會嚴重影響平均烴分壓增加；從熱強度方 面看，由于原料急劇升溫，吸收大量熱量，所以要求熱強度大，較小的管徑可使比表面積增加，從而滿足要求；從結焦趨勢看，由于轉化率較低，二次反應尚不能發(fā)生，結焦速率較低，較小的管徑也是允許的。在反應的后期，從壓力降方面看，由于此時轉化率較高，管內流體體積增大較多，同時，流體的線速度也急劇上升，較大管徑比較適合；從熱強度方面看，由于轉化率已經(jīng)較高，熱強度開始減小，較大的管徑不會顯著影響傳熱效果；從結焦趨勢方面看，由于轉化率較高，二次反應較多，結焦速率增加，較大的爐管管徑能夠保證爐管通暢且不至于造成太大的壓降。綜上所述，一般而言，我們會在設計裂解爐管時在裂解爐管的入口(即反應初期)采用較小的管徑，在裂解爐管的出口采用較大的管徑。為了實現(xiàn)“高溫、短停留時間和低烴分壓”的目標，幾乎所有構型的新爐管均采用了縮短管長的方法，如lummus公司將管長由八程73m縮短到兩程25m左右；石偉公司將管長由四程45m改為兩程21m；KTI公司將管長由四程46m縮短到兩程23m，停留時間也隨之由0.5s以上降低至0.15～0.25s，而KBR公司甚至將爐管的管長降低到12m上下，停留時間降低至0.1s以下?？s短管長同時也降低了爐管中物料的壓降，壓降由原來的0.15MPa左右降低到0.04MPa或者更低，由于烴分壓下降，使選擇性提高，但縮短管長也帶來了傳熱面積不足的缺點。專利CN100338182C提出了一種單程變徑爐管的裂解爐，該裂解爐包括：爐體、高壓汽包、對流段、爐管、燃燒器、燃燒室、廢熱鍋爐，其特征是其單程變徑爐管為立式爐管，且其出口端的內徑大于進口端的內徑。專利CN101062881B提出了一種新型排布單程爐管的乙烯裂解爐，該裂解爐同樣包括高壓汽包、對流段、輻射段爐管、燃燒器、輻射段、急冷鍋爐，其特征是每個單程立式變徑爐管的出口端內徑大于入口端內徑，多個爐管連接在集合管上成為一個爐管束，在每一個爐管束中的集合管都是水平布置 的。該專利通過在變徑爐管中間設置彎管段和爐管入口段之前的彎曲連接件，改善爐管受熱后的熱應力狀況，避免爐管的彎曲。專利CN10169012B提出了一種單程輻射爐管的乙烯裂解爐，該裂解爐包括輻射段、對流段、急冷鍋爐、集合管和分配管，分配管的一端連接在設在裂解爐下部的集合管，另一端連接輻射爐管。其發(fā)明目的是最大限度額利用爐管空間，減少裂解爐的幾何尺寸和占地面積；其相鄰組的爐管呈對稱結構，從而使得爐管受熱均勻，延長運行周期；由于其輻射爐管在輻射段呈兩排排列，因此其采用彎管連接，以減輕爐管彎曲程度。上述專利的關注點都集中于裂解爐輻射段內的單程爐管如何設計和排布以保證單程爐管在爐膛高溫下不發(fā)生扭曲變形，同時能夠在極短停留時間內快速升溫。也就是說，這些專利僅專注于在爐管構型上的改進來適應裂解爐的高溫和短停留時間。對于單程爐管，由于物料在爐管內的停留時間很短，因此通常認為，物料在進入單程爐管后要快速升溫，即單程爐管入口部分的熱強度較大，這樣才能使物料在進入爐管后快速升溫，這樣可以相應的降低單程爐管后段的供熱量和管壁溫度，從而減少后段的結焦，延長裂解爐的運行周期。因此，單程爐管在設計時往往采用入口端管徑小出口端管徑大的設計，這樣在入口端，物料溫度低，結焦速率慢，但需要的熱通量大，采用小管徑設計有利于傳熱過程；在出口端，物料溫度高，結焦速率快，爐管壓降高，采用大管徑有利于壓降的控制。在上述單程爐管的設計中，均只考慮了爐管一側，而沒有考慮爐膛一側，也就是說，爐膛內的輻射傳熱過程沒有很好的考慮以適應單程爐管的特點。從裂解爐爐管的角度看，在反應的初期，由于原料急劇升溫，吸收大量熱量，所以要求熱強度大，較多較小的管徑可使比表面積增加，從而滿足要求；在反應的后期，由于轉化率已經(jīng)較高，熱強度開始減小，較少較大的管 徑不會顯著影響傳熱效果。綜上所述，一般而言，在設計裂解爐管時在裂解爐管的入口(即反應初期)采用較多較小的管徑，在裂解爐管的出口采用較少較大(即反應末期)的管徑。從裂解爐爐膛的角度看，裂解爐爐管反應需要的熱量全部由爐膛提供，在裂解爐的爐膛內，燃料氣(主要是甲烷和氫)燃燒提供熱量，這些熱量通過輻射傳熱和對流傳熱進入爐管，其中輻射傳熱是主要的傳熱方式，占總傳熱量的85％以上。而裂解爐爐膛輻射傳熱受到多種復雜因素的影響，如爐膛的結構和尺寸、燃料的種類及供熱方式、燃燒器的種類等等。目前傳統(tǒng)的裂解爐采用陶瓷纖維或者耐火磚作為裂解爐的爐墻，利用燃料氣燃燒的高溫煙氣和爐墻的輻射傳熱對裂解爐輻射爐管內的反應物料進行加熱，裂解爐的爐墻全部采用平整的爐墻結構，從輻射傳熱的角度而言，裂解爐爐墻的輻射對爐管的入口部分和出口部分都是一樣的。目前的裂解爐爐膛傳熱過程存在如下兩個問題，一是裂解爐爐膛傳熱面積不足，裂解爐爐膛傳熱過程主要是輻射傳熱，輻射傳熱量主要取決于輻射面的傳熱面積。對于爐管而言，其外表面積在裂解爐能力確定時也基本確定，而且增加爐管外表面積由于爐管價格貴而導致成本很高。對于爐墻而言，其表面積與爐膛大小和爐墻的形狀有關系。二是裂解爐爐墻輻射傳熱對于爐管管排而言無任何差別，即裂解爐的爐墻無論對于入口管排還是出口管排其傳熱面積均一致，對于熱通量大的區(qū)域和熱通量小的區(qū)域也同樣，這會導致裂解爐局部受熱不均，從而造成爐管局部溫度過高，減少裂解爐的運行周期。從裂解爐的傳熱角度看，在裂解爐的爐膛內，燃料氣(主要是甲烷和氫)燃燒提供熱量，這些熱量通過輻射傳熱和對流傳熱進入爐管。通常裂解爐都采用燃料氣與空氣的混合燃燒來提供裂解反應所需的熱量。一般而言，燃燒反應是燃料中的可燃分子與氧分子之間發(fā)生高能碰撞而引起的，所以氧的供給狀況決定了燃燒過程。因此，如何從爐膛燃燒和爐管設計兩個方面考慮，使爐膛燃燒的特性、爐管設計特性以及裂解爐爐膛的爐墻相匹配，進而發(fā)揮出各自的最大優(yōu)勢，得到一個具有適當運行周期、選擇性高、熱效率高、能耗低的新型裂解方法還需要進一步開發(fā)和研究。技術實現(xiàn)要素：本發(fā)明的目的是為了克服空氣燃燒帶來的燃料消耗問題和裂解爐爐膛輻射傳熱與裂解爐爐管不相匹配而導致蒸汽裂解過程中的運行周期短、選擇性低、熱效率低，能耗高的問題，提供一種蒸汽裂解方法。為了實現(xiàn)上述目的，本發(fā)明提供一種蒸汽裂解方法，該方法在裂解爐中實施，所述裂解爐包括對流段和輻射段，所述輻射段內垂直布置有由多組單程輻射爐管組成的輻射爐管管排，在所述輻射段的底部布置有底部燃燒器，該方法包括：將裂解原料在對流段進行汽化和預熱后進入輻射段進行裂解反應，其特征在于，所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，以及所述底部燃燒器采用富氧空氣作為助燃氣體，且所述底部燃燒器對所述輻射爐管管排內的物料的供熱量至少占總供熱量的60％，以及所述裂解爐的爐墻為異型結構爐墻。傳統(tǒng)的裂解爐一般采用空氣作為助燃氣體，由于空氣中氧氣含量僅有21％，大部分為氮氣，因此在燃燒過程中，燃料氣的燃燒速度較慢，燃燒火焰較長，在裂解爐膛的高度方向，爐膛溫度呈曲線分布，在爐膛底部供熱量少，爐膛中部則供熱量最多，爐膛上部供熱量開始降低。對于多程爐管的裂解爐，由于其停留時間較長，爐膛供熱與爐管吸熱之間的矛盾尚不突出，對于單程爐管，這一矛盾便凸顯出來，在爐管的入口端，物料繼續(xù)快速升溫，繼續(xù)大量的熱量，然而傳統(tǒng)燃燒系統(tǒng)的底部供熱量較少；而在爐管出口端，物料的結焦速率急劇增加，需要控制二次反應的發(fā)生，然而傳統(tǒng)燃燒系統(tǒng)的 中上部供熱量開始達到最大。也就是說，在燃燒系統(tǒng)和單程爐管之間存在一個匹配的問題。如果采用比空氣含氧濃度高的富氧空氣進行燃燒，相比于空氣燃燒而言，具有較多優(yōu)點：一是由于輻射換熱是裂解爐傳熱的主要方式，按照氣體輻射的特點，只有三原子氣體和多原子氣體具有輻射能力，雙原子氣體幾乎沒有輻射能力，常規(guī)空氣助燃的情況下，無輻射能力的氮氣所占比例很高，煙氣的黑度很低，影響了煙氣對爐管管排的輻射傳熱過程。采用富氧空氣助燃，因氮氣含量少，空氣量和煙氣量均顯著減少，故火焰溫度和黑度隨著燃燒空氣中氧氣比例的增加而顯著提高，進而提高火焰輻射強度和強化輻射傳熱；二是采用富氧空氣助燃，燃燒的火焰變短，燃燒強度提高，燃燒速度加快，這樣將有助于燃燒反應完全，提高燃料的使用效率，進而提高裂解爐的熱效率；三是采用富氧空氣助燃，可以適當降低過?？諝庀禂?shù)，減少排煙體積，減少燃燒后的煙氣量，進而降低排煙損失，促進裂解爐的節(jié)能。本發(fā)明的發(fā)明人經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，通過將布置在管式裂解爐的輻射段的底部燃燒器中的助燃氣體改為富氧空氣，且使得底部燃燒器對輻射爐管管排內的物料的供熱量至少占總供熱量的60％，以及所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，可以很好的解決單程輻射爐管裂解爐的燃燒系統(tǒng)對單程輻射爐管的底部供熱不足、煙氣黑度不高的問題，以及通過增加了裂解爐爐膛內爐墻的輻射傳熱面積，大大降低了裂解爐的燃料用量，而且在使用管式裂解爐制備乙烯、丙烯和丁二烯等低碳烯烴時可以獲得超高的選擇性，從而獲得了一種具有超高選擇性的裂解方法，并且同時還可以有效提高裂解爐的熱效率、降低能耗、增加裂解爐的運行周期。本發(fā)明的其它特征和優(yōu)點將在隨后的具體實施方式部分予以詳細說明。附圖說明附圖是用來提供對本發(fā)明的進一步理解，并且構成說明書的一部分，與下面的具體實施方式一起用于解釋本發(fā)明，但并不構成對本發(fā)明的限制。在附圖中：圖1為采用本發(fā)明的方法進行蒸汽裂解的示意圖；圖2為波形曲面結構型爐墻的俯視圖；圖3為凹凸起伏結構型爐墻的俯視圖。附圖標記說明1、風機2、對流段3、輻射爐管管排4、燃燒系統(tǒng)5、輻射段6、急冷鍋爐具體實施方式以下對本發(fā)明的具體實施方式進行詳細說明。應當理解的是，此處所描述的具體實施方式僅用于說明和解釋本發(fā)明，并不用于限制本發(fā)明。本發(fā)明提供了一種蒸汽裂解方法，該方法在裂解爐中實施，所述裂解爐包括對流段和輻射段，所述輻射段內垂直布置有由多組單程輻射爐管組成的輻射爐管管排，在所述輻射段的底部布置有底部燃燒器，該方法包括：將裂解原料在對流段進行汽化和預熱后進入輻射段進行裂解反應，其中，所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，以及所述底部燃燒器采用富氧空氣作為助燃氣體，且所述底部燃燒器對所述輻射爐管管排內的物料的供熱量至少占總供熱量的60％，以及所述裂解爐的爐墻為異型結構爐墻。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述裂解原料沒有具體限定，優(yōu)選地，所述裂解原料可以為乙烷、丙烷、液化石油氣、石腦油和加氫尾油中的至少一 種。優(yōu)選所述裂解原料為石腦油。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，將裂解原料在對流段進行汽化和預熱后進入輻射段進行裂解反應，其中，裂解原料對流段預熱的溫度即裂解爐的橫跨溫度(XOT)沒有具體限定，可以為本領域技術人員的常規(guī)選擇，優(yōu)選為550-630℃裂解爐的輻射段出口溫度(COT)沒有具體限定，可以為本領域技術人員的常規(guī)選擇，優(yōu)選為820-860℃。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，優(yōu)選地，所述底部燃燒器對所述輻射爐管管排內的物料的供熱量占總供熱量的60-90％，進一步優(yōu)選為70-85％；其中，在本發(fā)明中，所述術語“總供熱量”是指所述底部燃燒器對所述輻射爐管管排內的物料的供熱量和所述側壁燃燒器對所述輻射爐管管排內的物料的供熱量的總和。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，該裂解爐還可以包括高壓汽包、燃燒系統(tǒng)和急冷鍋爐，其中，裂解爐的燃燒系統(tǒng)可以采用包括但不限于甲烷或者甲烷氫氣混合物作為燃料，采用富氧空氣作為助燃氣體，降低氮含量，節(jié)約燃料。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，在所述富氧空氣中，氧氣的體積分數(shù)可以為22％-60％，優(yōu)選為25％-40％，更優(yōu)選為27％-33％；其中，所述富氧空氣可以采用變壓吸附或者膜滲透法獲得。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述單程輻射爐管可以為帶有扭曲片管的變徑爐管，在本發(fā)明中，可以采用鏜床鏜出漸變管徑，且使所述單程輻射爐管的入口端的管內徑小于出口端的管內徑，該單程輻射爐管同時出現(xiàn)扭曲片形狀。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，優(yōu)選地，所述單程輻射爐管的出口端的管內徑與入口端的管內徑的比值可以為大于1且小于等于1.4，優(yōu)選為1.1-1.4。其中，“管內徑”是指單程輻射爐管的管口內部的直徑。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述單程輻射爐管的出口端的管內徑可以 為35mm-65mm，優(yōu)選為45mm-60mm。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述單程輻射爐管的入口端的管內徑可以為25mm-50mm，優(yōu)選35mm-45mm。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，爐管的入口端與集合管連接，并通過文丘里或者其他分配裝置進行物料的均勻分配；爐管的出口端與廢熱鍋爐相連接。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，優(yōu)選地，所述單程輻射爐管的管腔內還可以布置有強化傳熱元件，以利于傳熱。所述強化傳熱元件沒有具體限定，可以為本領域技術人員的常規(guī)選擇，在本發(fā)明中，所述強化傳熱元件可以選自螺旋片內插件、扭帶內插件、交叉鋸齒形內插件、線圈芯體內插件、繞花絲多孔體和球狀基體內插件中的一種或多種；進一步優(yōu)選地，在所述單程輻射爐管的管腔內可以布置有相同或不相同的強化傳熱元件；更進一步優(yōu)選地，在所述單程輻射爐管的管腔內可以布置有不相同的強化傳熱元件。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻可以為異型結構爐墻，以增加輻射面積，而所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻為平整結構爐墻，以降低輻射面積的原則布置，這樣能夠降低該裂解爐爐管的最高管壁溫度，從而有利于裂解爐長周期運行。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述異型結構爐墻為波形曲面結構型爐墻、凹凸起伏結構型爐墻和柱狀體分散結構爐墻中的一種或多種，優(yōu)選為波形曲面結構型爐墻或凹凸起伏結構型爐墻；并且，所述異型結構爐墻方向與裂解爐煙氣流動方向一致，降低由于爐墻異型結構所帶來的煙氣壓降的增加。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述異型結構爐墻的輻射面積增加率為1.05-1.4，優(yōu)選為1.1-1.4；在本發(fā)明中，所述術語“輻射面積增加率”為異型結構爐墻的實際表面積與其垂直投影面積(即平面爐墻時)的比。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述異型結構爐墻的面積占總爐墻面積的比例為10-80面積％，優(yōu)選為30-60面積％，且所述異型結構爐墻位于裂解爐爐膛高度的1/2-5/6處，優(yōu)選為1/2-2/3處。一般而言，異型結構爐墻不在裂解爐燃燒系統(tǒng)的火焰高度范圍內使用，原因在于：裂解爐燃燒系統(tǒng)的火焰的燃燒狀況與其燃料氣和空氣的混合狀況相關，如果采用異型結構爐墻，將會影響到燃料氣與空氣的混合，從而影響火焰的正常形狀，進而改變燃燒系統(tǒng)的熱通量分布，影響裂解爐的運行。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述底部燃燒器可以布置在所述輻射爐管管排的兩側；優(yōu)選地，在所述管式裂解爐的輻射段的側壁上還可以布置有側壁燃燒器，所述側壁燃燒器布置在所述輻射爐管管排的兩側；因而，在本發(fā)明中，裂解爐的燃燒系統(tǒng)可以僅有底部燃燒器或者由底部燃燒器和側壁燃燒器組成，底部燃燒器和側壁燃燒器分布在爐膛中輻射爐管管排的兩側。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述底部燃燒器可以在所述輻射爐管管排的兩側對稱排列，所述側壁燃燒器可以在所述輻射爐管管排的兩側對稱排列。優(yōu)選地，所述底部燃燒器和所述側壁燃燒器各自沿著所述輻射爐管管排對稱排列根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，與每組所述單程輻射爐管相對應的底部燃燒器的數(shù)目為2-8個，優(yōu)選為3-6個。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，當所述管式裂解爐還具有側壁燃燒器時，與每組所述單程輻射爐管相對應的所述側壁燃燒器的數(shù)目可以為2-16個，優(yōu)選為4-10個。根據(jù)本發(fā)明的蒸汽裂解方法，所述底部燃燒器和所述側壁燃燒器均可以采用但不限于甲烷或者甲烷和氫氣的混合物作為燃料。以下將通過具體的實施例對本發(fā)明進行詳細描述。實施例1本實施例在于說明采用本發(fā)明的方法進行蒸汽裂解。采用圖1所示的蒸汽裂解示意圖進行裂解反應，具體過程包括：該方法在含有風機1和急冷鍋爐6的裂解爐中實施，所述裂解爐包括對流段2和輻射段5，將60℃的裂解原料石腦油經(jīng)過對流段2進行汽化和預熱后進入由三組單程輻射爐管組成的輻射爐管管排3進行裂解反應，其中，石腦油在對流段預熱的溫度即裂解爐的橫跨溫度(XOT)為598℃，裂解爐的輻射段出口溫度(COT)為841℃；其中，輻射段內垂直布置有由三組單程輻射爐管組成的輻射爐管管排3，以及在所述輻射段的底部布置有6個底部燃燒器，在所述輻射段的側面布置有10個側壁燃燒器，輻射段5的燃燒系統(tǒng)4采用底部燃燒器與側壁燃燒器結合方式，底部燃燒器對輻射爐管管排內的物料的供熱占總供熱量的80％；采用富氧空氣作為助燃氣體，且所述富氧空氣中含有的氧氣濃度為30體積％(V/V)；其中，輻射段爐管3采用單程爐管，且所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，且爐管的入口管徑為41mm，爐管的出口管徑為53mm，爐管管長為12.8m，爐管采用下進上出；然后經(jīng)急冷鍋爐6選擇性收集裂解產物。其中，所述的裂解爐爐墻采用圖2所示的波形曲面結構型爐墻，且所述異型結構爐墻位于裂解爐爐膛高度的1/2處，布置在所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻上，而所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻為平整結構爐墻，綜合計算，所述異型結構爐墻的輻射面積增加率為1.2。裂解爐的其他工藝參數(shù)如表1所示；通過對裂解爐燃料氣進行分析得知，裂解爐燃料氣的組成如表2所示。對比例1按照與實施例1相同的方法進行蒸汽裂解，所不同的是，所述的裂解爐爐墻采用傳統(tǒng)的平整結構爐墻；結果從表1可以看出，所述的裂解爐爐墻采用傳統(tǒng)的平整結構爐墻；沒有采用異型結構爐墻與采用帶有扭曲片管的變徑爐管的單程輻射爐管的相互匹配，裂解爐的燃料氣用量為6993Nm3/h，裂解爐的運行周期為31天。表1表2組分mol％氫氣3.6甲烷95.8乙烷0.23丙烷0.08其他0.29合計100.00結果從表1可以看出，采用富氧燃燒后，由于助燃氧氣所攜帶的氮氣量 降低，裂解爐的燃料氣用量降低；以及采用異型爐墻后，由于爐膛的輻射傳熱面積增加，裂解爐的燃料氣用量降低；以及通過采用富氧空氣作為助燃氣體的底部燃燒器與采用帶有扭曲片管的變徑爐管的單程輻射爐管的相互匹配，裂解爐的燃料氣用量從對比例1的6993Nm3/h降低到6835Nm3/h，燃料氣節(jié)約了大約2.26％；同時，裂解爐的運行周期也從對比例的31天延長到38天，這是由于在爐管入口端裂解反應吸熱量增加，在爐管出口端的熱強度相對降低，從而引起裂解爐最高管壁溫度降低，裂解爐運行周期延長。實施例2本實施例在于說明采用本發(fā)明的方法進行蒸汽裂解。按照與實施例1相同的方法進行蒸汽裂解，所不同的是，底部燃燒器對輻射爐管管排內的物料的供熱占總供熱量的80％；采用富氧空氣作為助燃氣體，且所述富氧空氣中含有的氧氣濃度為32體積％(V/V)；其中，輻射段爐管采用單程爐管，且所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，且爐管的入口管徑為41mm，爐管的出口管徑為53mm，爐管管長為12.8m，爐管采用下進上出；然后經(jīng)急冷鍋爐選擇性收集裂解產物；以及所述的裂解爐爐墻采用圖2所示的波形曲面結構型爐墻，且所述異型結構爐墻位于裂解爐爐膛高度的1/2處，布置在所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻上，而所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻為平整結構爐墻，綜合計算，所述異型結構爐墻的輻射面積增加率為1.3。通過對裂解爐燃料氣進行分析得知，裂解爐燃料氣的組成如表2所示。對比例2按照與實施例2相同的方法進行蒸汽裂解，所不同的是，采用空氣作為 助燃氣體，且所述空氣中含有的氧氣濃度為21體積％(V/V)；結果從表3可以看出，采用空氣燃燒后，由于助燃氣體中所攜帶的氮氣量高，裂解爐的燃料氣用量增加，因此，裂解爐的燃料氣用量為6902Nm3/h，裂解爐的運行周期為37天。表3結果從表3可以看出，采用富氧燃燒后，由于助燃氧氣所攜帶的氮氣量降低，裂解爐的燃料氣用量降低；以及采用異型爐墻后，由于爐膛的輻射傳熱面積增加，裂解爐的燃料氣用量降低；以及通過采用富氧空氣作為助燃氣體的底部燃燒器與采用帶有扭曲片管的變徑爐管的單程輻射爐管的相互匹配，裂解爐的燃料氣用量從對比例2的6902Nm3/h降低到6820Nm3/h，燃料氣節(jié)約了大約1.2％；同時，裂解爐的運行周期也從對比例2的37天延長到38天，這是由于在爐管入口端裂解反應吸熱量增加，在爐管出口端的熱強度相對降低，從而引起裂解爐最高管壁溫度降低，裂解爐運行周期延長。實施例3本實施例在于說明采用本發(fā)明的方法進行蒸汽裂解。按照與實施例1相同的方法進行蒸汽裂解，所不同的是，底部燃燒器對輻射爐管管排內的物料的供熱占總供熱量的85％；采用富氧空氣作為助燃氣體，且所述富氧空氣中含有的氧氣濃度為33體積％(V/V)；其中，輻射段爐管采用單程爐管，且所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，且爐管的入口管徑為45mm，爐管的出口管徑為49.5mm，爐管管長為12.8m，爐管采用下進上出；然后經(jīng)急冷鍋爐選擇性收集裂解產物；以及所述的裂解爐爐墻采用圖3所示的凹凸起伏結構型爐墻，且所述異型結構爐墻位于裂解爐爐膛高度的2/3處，布置在所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻上，而所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻為平整結構爐墻，綜合計算，所述異型結構爐墻的輻射面積增加率為1.05。通過對裂解爐燃料氣進行分析得知，裂解爐燃料氣的組成如表2所示。對比例3按照與實施例3相同的方法進行蒸汽裂解，所不同的是，所述單程輻射爐管不是帶有扭曲片管的變徑爐管，爐管的入口管徑與爐管的出口管徑均為45mm；以及所述的裂解爐爐墻采用圖2所示的波形曲面結構型爐墻，布置在所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻上，而所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻也為波形曲面結構型爐墻，綜合計算，所述異型結構爐墻的輻射面積增加率為1.05。從表4可以看出，由于所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻和所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻均為波形曲面結構型爐墻，以及由于沒有通過采用富氧空氣作為助燃氣體的底部燃燒器與采用帶有扭曲片管的變徑爐管的單程輻射爐管相互匹配，裂解爐的燃料氣用量為6946Nm3/h，裂解 爐的運行周期為35天。表4結果從表4可以看出，采用富氧燃燒后，由于助燃氧氣所攜帶的氮氣量降低，裂解爐的燃料氣用量降低；以及采用異型爐墻后，由于爐膛的輻射傳熱面積增加，裂解爐的燃料氣用量降低；以及通過采用富氧空氣作為助燃氣體的底部燃燒器與采用帶有扭曲片管的變徑爐管的單程輻射爐管的相互匹配，裂解爐的運行周期也從對比例3的35天延長到42天，這是由于在爐管入口端裂解反應吸熱量增加，在爐管出口端的熱強度相對降低，從而引起裂解爐最高管壁溫度降低，裂解爐運行周期延長。實施例4本實施例在于說明采用本發(fā)明的方法進行蒸汽裂解。按照與實施例1相同的方法進行蒸汽裂解，所不同的是，底部燃燒器對輻射爐管管排內的物料的供熱占總供熱量的70％；采用富氧空氣作為助燃氣體，且所述富氧空氣中含有的氧氣濃度為27體積％(V/V)；其中，輻射段爐管采用單程爐管，且所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，且爐管的入口管徑為35mm，爐管的出口管徑為45mm，爐管管長為12.8m，爐管采用下進上出；然后經(jīng)急冷鍋爐選擇性收集裂解產物；以及所述的裂解爐爐墻采用圖3所示的凹凸起伏結構型爐墻，且所述異型結構爐墻位于裂解爐爐膛高度的5/6處，布置在所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻上，而所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻為平整結構爐墻，綜合計算，所述異型結構爐墻的輻射面積增加率為1.1。通過對裂解爐燃料氣進行分析得知，裂解爐燃料氣的組成如表2所示。對比例4按照與實施例4相同的方法進行蒸汽裂解。所不同的是，采用空氣作為助燃氣體，且所述空氣中含有的氧氣濃度為21體積％(V/V)；以及所述單程輻射爐管不是帶有扭曲片管的變徑爐管，爐管的入口管徑與爐管的出口管徑均為35mm；結果從表5可以看出，由于所述單程輻射爐管的入口管所正對的爐墻和所述單程輻射爐管的出口管所正對的爐墻均為凹凸起伏結構型爐墻；以及由于沒有通過采用富氧空氣作為助燃氣體的底部燃燒器與采用帶有扭曲片管的變徑爐管的單程輻射爐管相互匹配；裂解爐的燃料氣用量為6982Nm3/h；裂解爐的運行周期為36天。表5結果從表5可以看出，采用富氧燃燒后，由于助燃氧氣所攜帶的氮氣量降低，裂解爐的燃料氣用量降低；以及采用異型爐墻后，由于爐膛的輻射傳熱面積增加，裂解爐的燃料氣用量降低；以及通過采用富氧空氣作為助燃氣體的底部燃燒器與采用帶有扭曲片管的變徑爐管的單程輻射爐管的相互匹配，裂解爐的燃料氣用量從對比例4的6982Nm3/h降低到6847Nm3/h，燃料氣節(jié)約了大約1.94％；同時，裂解爐的運行周期也從對比例4的36天延長到44天，這是由于在爐管入口端裂解反應吸熱量增加，在爐管出口端的熱強度相對降低，從而引起裂解爐最高管壁溫度降低，裂解爐運行周期延長。從以上實施例1-4和對比例1-4以及表1-5中的數(shù)據(jù)可知：本發(fā)明的發(fā)明人通過將布置在管式裂解爐的輻射段的底部燃燒器中的助燃氣體改為富氧空氣，且使得底部燃燒器對輻射爐管管排內的物料的供熱量至少占總供熱量的60％，以及所述單程輻射爐管為帶有扭曲片管的變徑爐管，可以很好的解決單程輻射爐管裂解爐的燃燒系統(tǒng)對單程輻射爐管的底部供熱不足、煙氣黑度不高的問題，另外，通過增加了裂解爐爐膛內爐墻的輻射傳熱面積，大大降低了裂解爐的燃料用量，而且在使用管式裂解爐制備乙烯、丙烯和丁二 烯等低碳烯烴時可以獲得超高的選擇性，從而獲得了一種具有超高選擇性的裂解方法，并且同時還可以有效提高裂解爐的熱效率、降低能耗、增加裂解爐的運行周期。以上詳細描述了本發(fā)明的優(yōu)選實施方式，但是，本發(fā)明并不限于上述實施方式中的具體細節(jié)，在本發(fā)明的技術構思范圍內，可以對本發(fā)明的技術方案進行多種簡單變型，這些簡單變型均屬于本發(fā)明的保護范圍。另外需要說明的是，在上述具體實施方式中所描述的各個具體技術特征，在不矛盾的情況下，可以通過任何合適的方式進行組合，為了避免不必要的重復，本發(fā)明對各種可能的組合方式不再另行說明。此外，本發(fā)明的各種不同的實施方式之間也可以進行任意組合，只要其不違背本發(fā)明的思想，其同樣應當視為本發(fā)明所公開的內容。當前第1頁1 2 3