CN101655336B

CN101655336B - 一种加氢反应流出物空冷器系统注水的优化方法

Info

Publication number: CN101655336B
Application number: CN2009101012946A
Authority: CN
Inventors: 偶国富; 郑智剑; 曹晶; 洪惠芬
Original assignee: Zhejiang Sci Tech University ZSTU
Current assignee: Zhejiang Sci Tech University ZSTU
Priority date: 2009-07-27
Filing date: 2009-07-27
Publication date: 2011-01-12
Anticipated expiration: 2029-07-27
Also published as: CN101655336A

Abstract

本发明公开一种加氢反应流出物空冷器系统注水的优化方法。包括注水点的优化、注水方式的优化和注水量的优化部分。通过DCS控制系统数据库读取加氢反应流出物空冷器系统的运行参数，结合加氢反应流出物空冷器系统的化验分析数据，针对加氢反应流出物空冷器系统变工况运行过程NH₄Cl和NH₄HS的沉积温度，结合空冷器的出入口温度和加氢反应流出物注水前后的相对湿度，对注水点、注水方式和注水量进行优化，避免因NH₄Cl和NH₄HS的沉积所引发的REAC系统管道和管束的垢下腐蚀和局部冲蚀，供操作人员对REAC系统的注水进行优化，有效避免REAC系统失效引发的非计划停工事故，确保REAC系统的安全、稳定、长周期运行。

Description

一种加氢反应流出物空冷器系统注水的优化方法

技术领域

本发明涉及石油化工领域，具体地说是一种加氢反应流出物空冷器系统注水的优化方法。

背景技术

加氢裂化是重质油轻质化的核心技术，是石化企业中重要的二次加工手段。近年来，高质量、高柴汽比的产品结构需求变化进一步促进了加氢技术的迅速发展。自从加氢裂化工艺投用以来，加氢反应流出物冷却过程中的铵盐(NH₄Cl和NH₄HS)的流动沉积腐蚀一直是石化企业难以解决的问题。为了防止铵盐在换热管束和设备中的结晶和沉积，通常在加氢反应流出物空冷器(简称REAC)系统上游注入冲洗水，洗去沉积的铵盐。然而，高浓度的铵盐水溶液又会导致严重的冲蚀失效。因此，REAC系统注水的优化操作方法一直是国内外石化企业关注的焦点。

对于易发生铵盐沉积的REAC系统，若注水点位于铵盐的沉积部位之上，则无法有效洗去沉积的铵盐，将导致管束的堵塞、相关设备的换热效率下降和REAC系统的压降的上升，增加了设备失效的风险；若REAC系统的注水方式不当，在苛刻工况下，将会造成间歇性的局部腐蚀，形成管束测厚的盲区，给装置的防腐工作增加了很大的难度；若REAC系统的注水量不足，或由于工艺原因造成液态水分布不均匀，则形成的高浓度铵盐水溶液在较高的流速下会对管束造成严重的冲蚀。然而，注水量过多，又会增加装置的能耗，浪费水资源。

因此，只有对REAC系统的注水点、注水方式和注水量进行优化操作，才能有效避免加氢反应流出物冷却过程中铵盐的沉积和冲蚀问题。2004年美国石油协会出版的API 932-B规范中对REAC系统注水的水质，注水系统的设计、REAC出入口管道的分布和管束材质的选用做了相关规定。然而，其研究成果主要来源于腐蚀现象的统计分析和工作人员的操作经验，尤其是对含氯原料油加工导致REAC失效的腐蚀机理的研究不够明确，缺乏对NH₄Cl结晶沉积的定量分析。并且，对于劣质含酸原料油加工的苛刻工况，缺乏有效的控制手段。因此，因铵盐沉积导致REAC系统腐蚀泄漏的事故依然时有发生。

为了有效控制REAC系统的泄漏、爆管、着火等事故，减少非计划停工所造成的经济损失，保证石化企业安全、稳定、长周期运行，亟需设计建立一种加氢反应流出物空冷器系统注水的优化操作方法，为现场的操作人员提供可靠的操作依据，有效避免REAC系统的失效。

发明内容

本发明的目的在于提供一种加氢反应流出物空冷器系统注水的优化方法，根据DCS控制系统数据库读取加氢反应流出物空冷器系统的运行参数，结合系统化验分析数据，对REAC系统的注水点、注水方式和注水量进行优化，有效避免因铵盐(NH₄Cl和NH₄HS)的沉积所引发的REAC系统管道和管束的垢下腐蚀和局部冲蚀，可供现场操作人员对REAC系统的注水进行优化操作，有效避免REAC系统失效引发的非计划停工事故，确保REAC系统的安全、稳定、长周期运行。

为实现上述目的，本发明解决其技术问题所采用的技术方案是：

本发明包括注水点的优化、注水方式的优化和注水量的优化共三个部分；其中：

1)注水点的优化包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库读取加氢反应流出物空冷器系统原料进料量和循环氢摩尔流量，结合原料油原始化验分析数据获取S含量、循环氢中H₂S含量、N含量和Cl含量，分别计算得出H₂S、NH₃和HCl的摩尔流量；

b)通过DCS控制系统数据库读取低分干气摩尔流量和加氢反应流出物空冷器系统的操作压力，结合本步骤a)获得的循环氢摩尔流量和H₂S、NH₃及HCl的摩尔流量，确定H₂S、NH₃和HCl的分压；

c)根据H₂S和NH₃的分压，计算反应生成的NH₄HS沉积温度系数

结合NH₄HS沉积温度曲线，确定NH₄HS沉积温度

根据HCl和NH₃的分压，计算反应生成的NH₄Cl沉积温度系数

结合NH₄Cl沉积温度曲线，确定NH₄Cl的沉积温度

d)通过DCS控制系统数据库读取加氢反应流出物空冷器系统入口温度T_i、出口温度T_j、入口温度变化最大值ΔT₁和出口温度变化最大值ΔT₂，若

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则在位置1处设置一个注水点；若

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则加氢反应流出物空冷器系统不设置注水点；若

T_{N H_{4} Cl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则在位置1和2处同时设置一个注水点；若

T_{N H_{4} Dl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则在位置2处设置一个注水点；

2)注水方式的优化包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库读取注水点的平均温度，结合饱和水蒸汽的绝对压力表，用插值法确定注水点处饱和水蒸汽的绝对压力；通过DCS控制系统数据库读取循环氢摩尔流量、低分干气摩尔流量和系统的操作压力，结合原料油原始化验分析数据获取加氢装置液态水含量，计算得出注水前水蒸汽的分压；

b)通过注水点处饱和水蒸汽的绝对压力和注水前水蒸汽的分压，确定加氢反应流出物注水前的相对湿度R.H.；若R.H.＞10％，且

T_{N H_{4} Cl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

则采用连续式注水；若R.H.＞10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用连续式注水；若R.H.＞10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用间歇式注水；若R.H.＜10％，且

T_{N H_{4} Cl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

则采用间歇式注水；若R.H.＜10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用连续式注水；若R.H.＜10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用间歇式注水；

3)注水量的优化包括以下步骤

a)通过DCS控制系统数据库读取加氢反应流出物空冷器系统的实际注水量，结合系统的操作压力、循环氢摩尔流量和低分干气摩尔流量，计算得出注水后水蒸汽的分压；

b)根据注水点处的饱和水蒸汽的绝对压力和本步骤a)中注水后水蒸汽的分压，确定加氢反应流出物注水后的相对湿度R.H.′，若R.H.′＞125％，则实际注水量保持不变；若R.H.′＜125％，则需提高实际注水量，直至注水后的相对湿度高于125％；

c)通过DCS控制系统数据库，读取原料进料量，结合原料油原始化验分析数据获取N含量，计算得出NH₄HS的质量流量；根据步骤a)中实际注水量，结合NH₄HS的质量流量，确定含硫污水中NH₄HS的质量浓度；若含硫污水中NH₄HS的质量浓度小于4％，则实际注水量保持不变；若NH₄HS的质量浓度大于4％，则需提高实际注水量，直至注水点处NH₄HS的浓度低于4％；

d)比较本步骤b)和c)中获得的实际注水量的值，取两者中的较大值作为注水量。

本发明具有的有益效果是：

本发明包括注水点的优化、注水方式的优化和注水量的优化，可有效避免因铵盐(NH₄Cl和NH₄HS)的沉积导致REAC管道和管束的垢下腐蚀和局部冲蚀，减少REAC系统非计划停工事故的发生，确保REAC系统的安全、稳定、长周期运行。最大限度提高企业的经济效益。

附图说明

图1是加氢反应流出物空冷器系统的工艺流程图。

图2是注水点优化的流程图。

图3是注水方式优化的流程图。

图4是注水量优化的流程图。

具体实施方式

下面结合附图和实施例对本发明作进一步说明。

如图1所示，加氢反应流出物从反应器中流出，经5台换热器和8台空冷器(编号A～H)进行冷却后，在高压分离器中进行三相分离。其中，循环氢从顶部分离，含硫污水由底部排出，冷高分油直接进入低压分离器，二次分离后产生低分干气和进入分馏装置的烃类。

由于加氢反应流出物中含有HCl、NH₃、H₂S等杂质，在冷却过程中易生成腐蚀性的铵盐(NH₄HS和NH₄Cl)。铵盐的沉积不仅会堵塞换热器和空冷器管束，吸湿后还会导致严重的垢下腐蚀和局部冲蚀。由于铵盐易溶于水，因此工艺上通常采用在空冷器及其上游的换热器前注入冲洗水，溶解并洗去沉积的铵盐。

根据空冷器进出口温度、换热器操作温度以及铵盐的沉积温度，可确定合适的注水点，位置1表示在最后一台换热器与空冷器之间注水，位置2表示在最后一台换热器之前注水。在铵盐沉积位置前注入冲洗水，是控制加氢反应流出物空冷器系统腐蚀失效的重要手段。

如图2所示，注水点的优化包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库1读取加氢反应流出物空冷器系统原料进料量2和循环氢摩尔流量3，结合原料油原始化验分析数据4获取S含量、循环氢中H2S含量、N含量和Cl含量，分别计算得出H₂S、NH₃和HCl的摩尔流量；

b)通过DCS控制系统数据库1读取低分干气摩尔流量5和加氢反应流出物空冷器系统的操作压力6，结合本步骤a)获得的循环氢摩尔流量3和H₂S、NH₃及HCl的摩尔流量，确定H₂S、NH₃和HCl的分压；

c)根据H₂S和NH₃的分压，计算反应生成的NH₄HS沉积温度系数

结合NH₄HS沉积温度曲线，确定NH₄HS沉积温度

根据HCl和NH₃的分压，计算反应生成的NH₄Cl沉积温度系数

结合NH₄Cl沉积温度曲线，确定NH₄Cl的沉积温度

d)通过DCS控制系统数据库1读取加氢反应流出物空冷器系统入口温度T_i11、出口温度T_j12、入口温度变化最大值ΔT₁13和出口温度变化最大值ΔT₂14，若

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则选择结果1，在位置1处设置一个注水点；若

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则选择结果2，加氢反应流出物空冷器系统不设置注水点；若

T_{N H_{4} Cl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则选择结果3，在位置1和2处同时设置一个注水点；若

T_{N H_{4} Cl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则选择结果4，在位置2处设置一个注水点；

如图3所示，注水方式的优化包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库1读取注水点平均温度15，结合饱和水蒸汽的绝对压力表，用插值法确定注水点处饱和水蒸汽的绝对压力16；通过DCS控制系统数据库1读取循环氢摩尔流量3、低分干气摩尔流量5和系统的操作压力6，结合原料油原始化验分析数据4获取加氢装置液态水含量17，计算得出注水前水蒸汽的分压18；

b)通过注水点处饱和水蒸汽的绝对压力16和注水前水蒸汽的分压18，确定加氢反应流出物注水前的相对湿度R.H.19；若R.H.＞10％，且

T_{N H_{4} Cl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

则采用连续式注水；若R.H.＞10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用连续式注水；若R.H.＞10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用间歇式注水；若R.H.＜10％，且

T_{N H_{4} Cl} > (T_{i} - Δ T_{1}),

则采用间歇式注水；若R.H.＜10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} > (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用连续式注水；若R.H.＜10％，

T_{N H_{4} Cl} < (T_{i} - Δ T_{1})

且

T_{N H_{4} HS} < (T_{j} - Δ T_{2}),

则采用间歇式注水；

如图4所示，注水量的优化包括以下步骤

a)通过DCS控制系统数据库1读取加氢反应流出物空冷器系统的实际注水量20，结合系统的操作压力6、循环氢摩尔流量3和低分干气摩尔流量5，计算得出注水后水蒸汽的分压21；

b)根据注水点处的饱和水蒸汽的绝对压力16和本步骤a)中注水后水蒸汽的分压21，确定加氢反应流出物注水后的相对湿度R.H.′22，若R.H.′＞125％，则实际注水量保持不变；若R.H.′＜125％，则需提高实际注水量，直至注水后的相对湿度高于125％；

c)通过DCS控制系统数据库1，读取原料进料量2，结合原料油原始化验分析数据4获取N含量，计算得出NH₄HS的质量流量23；根据步骤a)中实际注水量20，结合NH₄HS的质量流量23，确定含硫污水中NH₄HS的质量浓度24；若含硫污水中NH₄HS的质量浓度小于4％，则实际注水量保持不变；若NH₄HS的质量浓度大于4％，则需提高实际注水量，直至注水点处NH₄HS的浓度低于4％；

所述的DCS控制系统数据库包括：原料进料量、循环氢摩尔流量、低分干气摩尔流量、空冷器入口温度、出口温度、入口温度变化最大值、出口温度变化最大值、注水点的平均温度、系统的操作压力和实际注水量。

所述的原料油原始化验分析数据包括：原料油中的S含量、N含量和Cl含量，循环氢中H₂S的含量、加氢装置液态水的含量。

已知某石化企业加氢裂化装置DCS控制系统数据库包括：加氢反应流出物系统原料进料量W_f 180t/h，空冷器入口温度T_i 140℃，空冷器出口温度T_j 50℃，反应流出物空冷器前注水点的温度T_w 150℃，空冷器入口温度变化的最大值ΔT₁ 10℃，空冷器出口温度变化的最大值ΔT₂ 10℃，加氢反应流出物系统的操作压力P_system 11.2Mpa，加氢反应流出物系统的实际注水量WW′_r 8t/h，循环氢的摩尔流量mX₁ 7182.5kmol/h，低分干气的摩尔流量mX₂ 66.96kmol/h。

加氢反应流出物系统原料化验分析数据包括：原料油中S的含量F_s 2.0％，原料油中N的含量F_n 1000ppm，原料中Cl的含量F_c 3ppm，脱硫前循环氢中的H₂S含量F′_s 3000ppm，加氢装置中的液态水含量W_a 650Kg。

查饱和水蒸汽的绝对压力表通过插值法可确定注水点处饱和水蒸汽的绝对压力P_satstm 475.72KPa。

饱和水蒸汽的绝对压力表

温度/℃	绝对压力/KPa
		141	371.53
142	382.11
		143	392.92
144	403.98
		145	415.29
146	426.85
		147	438.67
148	450.75
		149	463.10
150	475.72
		151	488.61
152	501.78
		153	515.23

154

528.96

一种加氢反应流出物空冷器系统注水的优化操作方法，包括注水点的优化、注水方式的优化和实际注水量的优化三个步骤：

注水点个数和位置的确定包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库，读取加氢反应流出物系统原料进料量W_f和循环氢摩尔流量mX₁，结合加氢反应流出物系统原料化验分析数据分别确定H₂S、NH₃和HCl的摩尔流量。

m H_{2} S = \frac{W_{f} \times F_{s}}{(mwS)} + m X_{1} \times F_{s}^{'} = 134.05 kmol / h

mN H_{3} = \frac{W_{f} \times F_{n}}{(mwN)} = 12.86 kmol / h

mHCl = \frac{W_{f} \times F_{c}}{(mwCl)} = 1.52 \times 10^{- 2} kmol / h

b)通过DCS控制系统数据库，读取加氢反应流出物系统的操作压力P_system和低分干气的摩尔流量mX₂，结合步骤a)中循环氢的摩尔流量mX₁、H₂S的摩尔流量mH₂S、NH₃的摩尔流量mNH₃和HCl的摩尔流量mHCl，分别计算加氢反应流出物系统H₂S、NH₃和HCl的分压。

P_{H_{2} S} = \frac{m H_{2} S}{m X_{1} + m X_{2}} \times P_{system} = 207.1 KPa

P_{N H_{3}} = \frac{mN H_{3}}{m X_{1} + m X_{2}} \times P_{system} = 19.87 KPa

P_{HCl} = \frac{mHCl}{m X_{1} + m X_{2}} \times P_{system} = 2.35 \times 10^{- 2} Kpa

c)通过步骤中b)得到的H₂S的分压

NH₃的分压

和HCl的分压P_HCl，确定NH₄HS和NH₄Cl的沉积温度系数

和

K_{N H_{4} HS} = P_{H_{2} S} \times P_{N H_{3}} = 4.12 \times 10^{3} KP a^{2}

K_{N H_{4} Cl} = P_{HCl} \times P_{N H_{3}} = 0.47 KP a^{2}

通过NH4HS和NH4Cl的沉积温度曲线，分别确定NH4HS的沉积温度

为65℃，NH4Cl沉积温度

为210℃。

d)通过DCS控制系统数据库，读取空冷器入口温度T_i，空冷器出口温度T_j。根据步骤c)中得到的NH4HS的沉积温度

和NH4Cl的沉积温度

确定注水点的个数和位置。

已知

应在空冷器前设置一个注水点。

应在空冷器上游的换热器增设一个注水点。

注水方式的选择包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库，读取空冷器前注水点的温度T_w，查饱和水蒸汽的绝对压力表通过插值可得温度T_w时饱和水蒸汽的绝对压力P_satstm。

当温度为150℃时，饱和水蒸汽的绝对压力P_satstm为475.72KPa。

b)通过DCS控制系统数据库，读取加氢反应流出物系统的操作压力P_system，循环氢的摩尔流量mX₁，低分干气的摩尔流量mX₂，结合加氢装置中液态水的含量W_a计算出注水前水相的分压

根据注水前水相的分压

结合步骤a)中饱和水蒸汽的绝对压力P_satstm，确定加氢反应流出物注水前的相对湿度R.H.。

P_{H_{2} O} = \frac{W_{a}}{18 \times (m X_{1} + m X_{2})} \times P_{system} = 55.79 KPa

R . H . = \frac{P_{H_{2} O}}{P_{satstm}} = 11.73 %

c)根据步骤b)得到注水前加氢反应流出物气相的相对湿度R.H.＝11.73％＞10％，且

应采用连续式注水。

3)实际注水量的优化包括以下步骤：

a)根据DCS控制系统数据库，读取加氢反应流出物系统的实际注水量WW′_r，结合加氢反应流出物空冷器系统的操作压力P_system，循环氢的摩尔流量mX₁，低分干气的摩尔流量mX₂，计算出注水后水相的分压

{P_{H_{2} O}}^{'} = \frac{W W_{r}^{'}}{18 \times (m X_{1} + m X_{2})} \times P_{system} = 686.6 KPa

b)根据步骤a)中注水后水的分压

结合饱和水蒸汽的绝对压力P_satstm，确定加氢反应流出物注水后的相对湿度R.H.′。若相对湿度大于等于125％，则系统的实际注水量符合要求。若相对湿度小于125％，则需提高系统实际注水量至W₁，直至相对湿度大于125％。

R . H_{.}^{'} \frac{{P_{H_{2} O}}^{'}}{P_{satstm}} = 144.3 %

因此，系统的实际注水量保持不变。

c)首先，通过DCS控制系统读取原料油的进料量W_f，结合原料中N的含量F_n，计算NH4HS的质量流量

其次，根据步骤a)中加氢反应流出物的实际注水量WW′_r，结合NH4HS的质量流量

确定含硫污水中NH4HS的质量浓度

W_{N H_{4} HS} = \frac{W_{f} \times F_{n} \times 51}{14} = 655.7 kg / h

C_{N H_{4} HS} = \frac{W_{N H_{4} HS}}{W W_{r}^{'}} \times 100 % = 8.20 %

含量污水中的NH4HS浓度

C_{N H_{4} HS} = 4.0 % < 8.20 %,

则提高实际注水量WW_r至16.5t/h，直至NH4HS的浓度低于4.0％。

d)比较步骤b)和c)中获得的实际注水量的值，取两者中的较大值作为实际注水量。

上述具体实施方式用来解释说明本发明，而不是对本发明进行限制，在本发明的精神和权利要求的保护范围内，对本发明作出的任何修改和改变，都落入本发明的保护范围。

Claims

1.一种加氢反应流出物空冷器系统注水工艺的优化方法，其特征在于：包括注水点的优化、注水方式的优化和注水量的优化共三个部分；其中：

1)注水点的优化包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库(1)读取加氢反应流出物空冷器系统原料进料量(2)和循环氢摩尔流量(3)，结合原料油原始化验分析数据(4)获取S含量、循环氢中H₂S含量、N含量和Cl含量，分别计算得出H₂S、NH₃和HCl的摩尔流量；

b)通过DCS控制系统数据库(1)读取低分干气摩尔流量(5)和加氢反应流出物空冷器系统的操作压力(6)，结合步骤a)获得的循环氢摩尔流量(3)和H₂S、NH₃及HCl的摩尔流量，确定H₂S、NH₃和HCl的分压；

c)根据H₂S和NH₃的分压，计算反应生成的NH₄HS沉积温度系数K_NH4HS(7)，结合NH₄HS沉积温度曲线，确定NH₄HS沉积温度T_NH4HS(8)；根据HCl和NH₃的分压，计算反应生成的NH₄Cl沉积温度系数K_NH4Cl(9)，结合NH₄Cl沉积温度曲线，确定NH₄Cl的沉积温度T_NH4Cl(10)；

d)加氢反应流出物从反应器中流出后，经5台换热器和8台空冷器进行冷却，在高压分离器中进行三相分离；采用的注水点的位置有两个，位置1位于第5台换热器和空冷器之间，位置2位于第4台换热器和第5台换热器之间；通过DCS控制系统数据库(1)读取加氢反应流出物空冷器系统中的空冷器的入口温度T_i(11)、出口温度T_j(12)、入口温度变化最大值ΔT₁(13)和出口温度变化最大值ΔT₂(14)，若且

则在位置1处设置一个注水点；若

且

则加氢反应流出物空冷器系统不设置注水点；若

且

则在位置1和2处同时设置一个注水点；若

且

则在位置2处设置一个注水点；

2)注水方式的优化包括以下步骤：

a)通过DCS控制系统数据库(1)读取注水点平均温度(15)，结合饱和水蒸汽的绝对压力表，用插值法确定注水点处饱和水蒸汽的绝对压力(16)；通过DCS控制系统数据库(1)读取循环氢摩尔流量(3)、低分干气摩尔流量(5)和加氢反应流出物空冷器系统的操作压力(6)，结合原料油原始化验分析数据 (4)获取加氢装置液态水含量(17)，计算得出注水前水蒸汽的分压(18)；

b)通过注水点处饱和水蒸汽的绝对压力(16)和注水前水蒸汽的分压(18)，确定加氢反应流出物注水前的相对湿度R.H.(19)；若R.H.＞10％，且

则采用连续式注水；若R.H.＞10％，

且

则采用连续式注水；若R.H.＞10％，

且

则采用间歇式注水；若R.H.＜10％，且则采用间歇式注水；若R.H.＜10％，

且

则采用连续式注水；若R.H.＜10％，

且

则采用间歇式注水；

3)注水量的优化包括以下步骤

a)通过DCS控制系统数据库(1)读取加氢反应流出物空冷器系统的实际注水量(20)，结合加氢反应流出物空冷器系统的操作压力(6)、循环氢摩尔流量(3)和低分干气摩尔流量(5)，计算得出注水后水蒸汽的分压(21)；

b)根据注水点处的饱和水蒸汽的绝对压力(16)和本步骤a)中注水后水蒸汽的分压(21)，确定加氢反应流出物注水后的相对湿度R.H.′(22)，若R.H.′＞125％，则实际注水量保持不变；若R.H.′＜125％，则需提高实际注水量，直至注水后的相对湿度高于125％；

c)通过DCS控制系统数据库(1)，读取原料进料量(2)，结合原料油原始化验分析数据(4)获取N含量，计算得出NH₄HS的质量流量(23)；根据步骤a)中实际注水量(20)，结合NH₄HS的质量流量(23)，确定含硫污水中NH₄HS的质量浓度(24)；若含硫污水中NH₄HS的质量浓度小于4％，则实际注水量保持不变；若NH₄HS的质量浓度大于4％，则需提高实际注水量，直至注水点处NH₄HS的浓度低于4％；

2.根据权利要求1所述的一种加氢反应流出物空冷器系统注水工艺的优化方法，其特征在于：所述的DCS控制系统数据库包括：原料进料量，循环氢摩尔流量，低分干气摩尔流量，空冷器的入口温度、出口温度、入口温度变化最大值、出口温度变化最大值，注水点的平均温度，加氢反应流出物空冷器系统的操作压力和实际注水量。

3.根据权利要求1所述的一种加氢反应流出物空冷器系统注水工艺的优化方法，其特征在于：所述的原料油原始化验分析数据包括：原料油中的S含量、N含量和Cl含量，循环氢中H₂S的含量、加氢装置液态水的含量。