CN101735856A - 一种高含酸原油的处理方法 - Google Patents
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Abstract
一种高含酸原油的处理方法，其中，所述高含酸原油的酸值为3-5mgKOH/g，该方法包括将高含酸原油进行常减压蒸馏，得到按馏程由低到高的塔顶气体组分、第一馏分油、第二馏分油、第三馏分油、第四馏分油、第五馏分油和塔底渣油，将所述第一馏分油进行催化重整，将馏分油A或者馏分油B进行加氢裂化，所述馏分油A为所述第二馏分油和第三馏分油，所述馏分油B为所述第二馏分油和第三馏分油以及至少部分第四馏分油，将所述第五馏分油或者所述第五馏分油和至少剩余部分第四馏分油进行催化裂化，将所述塔底渣油进行延迟焦化。本发明提供的方法能够生产符合环保要求的清洁和优质的汽、煤、柴油产品，同时充分利用原油特性，生产高附加值产品，实现经济效益最大化。
Description
技术领域
本发明是关于一种高含酸原油的处理方法。
背景技术
原油是一种极为复杂的混合物，其主要组成是烃类，还含有硫、氮、氧等化合物及微量金属有机化合物。不同油田生产的原油，往往组成和性质不同。即使同一油田，由于采油层位不同，原油性质差异也可能很大。以大庆油田为代表，我国之前开发的大部分油田都属于低硫含蜡原油。原油的加工一般采用蒸馏、热加工如延迟焦化、催化裂化、催化重整、加氢精制和加氢裂化等技术。通过蒸馏将原油切割成汽油、溶剂油、喷气燃料、轻柴油、重柴油以及各种减压侧线馏分油等各种馏分。
常减压蒸馏是原油加工中常用的方法，通常是原油加工中的第一道工序，它利用蒸馏的原理将原油分离成各种不同沸点的馏分，得到各种油品和下游加工单元的原料。常减压蒸馏设备设计和操作的好坏，对炼油厂的产品质量、收率以及对原油的有效利用都有很大影响。
常减压蒸馏设备一般包括依次连接的电脱盐罐、闪蒸塔、常压加热炉、常压塔、常压汽提塔、减压加热炉、减压塔、减压汽提塔、与常压塔和减压塔塔顶连接的塔顶回流罐以及换热器、空冷器和水冷器，这些设备之间一般通过管线连接。
石油加氢技术是石油产品精制、改质和重油加工的重要手段，主要包括加氢精制和加氢裂化。加氢裂化设备是炼油厂重要的二次加工手段，可以获得高质量的轻质燃料油，其特点是对原料适应性强，可加工直馏重柴油、催化裂化循环油、焦化馏出油，甚至可以用脱沥青重残油生产汽油、航煤和低凝点柴油，其次，生产方案灵活，可根据不同的季节改变生产方案，并且产品质量好，产品收率高。
加氢裂化工艺按照反应压力可以分为高压加氢裂化和中压加氢裂化，主要决定于所加工原料的质量、转化深度以及目的产品质量要求。当加工较轻、杂质较少的原料，同时又控制转化深度较低时，一般都采用中压加氢裂化工艺。中压加氢裂化设备的原料为馏分范围170-365℃的常压煤柴油和催化柴油的混合原料，产品包括液化气、石脑油、航煤、柴油等。高压加氢裂化设备的原料一般为常减压装置的减二线蜡油和减三线蜡油以及焦化装置蜡油，产品包括加氢尾油、柴油、航煤和轻重石脑油。
催化裂化一般用于生产高辛烷值汽油、柴油和液化气等产品，其原料来源较广，可以用于加工新鲜馏分油，也可以用于加工回炼油。催化重整是从石油生产芳烃和高辛烷值汽油组分的主要工艺过程，其原料油干点一般不超过180℃，一般为原油直馏油。
延迟焦化一般用于加工重质渣油，是将重质油或渣油经深度热裂化、聚合转化为气体和轻质油、中间馏分油及焦炭的加工过程，是炼油厂提高轻质油收率和生产石油焦的主要手段。
延迟焦化方法包括焦化和除焦，焦化是连续操作，除焦为两塔交替间断式操作。典型的延迟焦化工艺包括原料油经加热炉加热后，通过高的流速(在炉管中注水)及高的热强度(加热炉出口温度500℃)使油品在加热炉内短时间达到焦化反应所需要的温度，然后迅速通过分馏塔，分馏出气体、汽油、柴油和馏出油后，塔底产物先经过辐射进口管线进入焦化加热炉的对流段，经对流段加热后进入加热炉的辐射段，再经过出口管线快速从焦炭塔的塔底进入焦炭塔进行焦化，使反应不在加热炉而延迟到焦炭塔中进行，得到的焦炭从塔底排出，轻质组分从塔顶排出进入分馏塔。
尽管目前对低硫含蜡原油的加工工艺已经非常成熟，然而，随着优质低硫含蜡原油的枯竭，开采和利用劣质含酸原油已是大势所趋。由于含酸原油性质较差，其加工方法必然与优质低蜡含硫原油有所不同，例如，上述加工低硫含蜡原油的常减压蒸馏设备和延迟焦化装置一般采用碳素钢制成，加氢裂化装置的材质一般为具有TP347H堆焊层的铬钼钢。上述设备对于常规酸度的原油的加工一般都能满足要求，但是，当使用这样的设备加工高含酸原油，例如蓬莱高酸原油时，不能满足抗腐蚀的要求，设备使用寿命低，产品质量因设备腐蚀而受到影响，增加了后续处理的成本。因此如何经济、合理地利用含酸原油是目前需要解决的技术问题。
发明内容
本发明的目的是为了提供一种能够经济、合理的加工高含酸原油的方法。
本发明提供的高含酸原油的处理方法包括将高含酸原油进行常减压蒸馏，得到塔顶气体组分、馏程为30℃至小于165℃的第一馏分油、馏程为165-360℃的第二馏分油、馏程为360-450℃的第三馏分油、馏程为450-520℃的第四馏分油、馏程为520-545℃的第五馏分油和馏程大于545℃的塔底渣油，将所述第一馏分油在催化重整条件下进行催化重整，将馏分油A或者馏分油B在加氢裂化条件下与加氢裂化催化剂接触进行加氢裂化，所述馏分油A为所述第二馏分油和第三馏分油，所述馏分油B为所述第二馏分油和第三馏分油以及至少部分第四馏分油，将所述第五馏分油或者所述第五馏分油和至少剩余部分第四馏分油在催化裂化条件下进行催化裂化，将所述塔底渣油进行延迟焦化，所述高含酸原油的酸值为3-5mgKOH/g。
本发明提供的高含酸原油的处理方法充分考虑其原油性质，对原油进行了合理的切割和对各个馏分油采用了合理的二次加工方法，从而使得整个工艺的能耗较低，经济性较好。特别是通过使用本发明优选的各种设备而大大提高了整套加工系统的使用寿命，从而提高了生产效率和提高了产品质量。并且通过在不同部位选择具有不同抗腐蚀性的材料(高腐蚀部位选择高抗腐蚀性材料，低腐蚀部位选择低抗腐蚀性材料或常规材料)，能够达到既满足生产工艺和设备寿命的要求，又能降低设备成本的目的。
附图说明
图1为本发明高含酸原油的处理方法的工艺流程图。
具体实施方式
为了简化说明，以下仅对与现有技术不同的地方进行描述。对于与现有技术相同部分的内容，省略其描述或仅对其进行简单描述。
本发明中，所述高含酸原油可以是各种来源的酸值为3-5mgKOH/g的原油，例如可以是渤海蓬莱原油。该原油的API为20-25，硫含量为0.3-0.5重量％，酸值为3-4mgKOH/g。
上述蓬莱原油为一种高含酸原油，属低硫环烷中间基原油，酸值高，因此对常减压蒸馏设备造成的环烷酸腐蚀严重；而且比重大，属难加工的原油。本发明提供的方法通过对原油进行合理的切割和对各个馏分油采用合理的二次加工方法，从而能够生产符合环保要求的清洁和优质的汽、煤、柴油产品，并为下游乙烯项目提供优质的裂解原料，同时充分利用原油的环烷基特性，生产高附加值的芳烃产品，兼顾油、化、纤的生产，实现经济效益的最大化。下面结合工艺和材料来详细描述本发明。
将上述常减压蒸馏设备的材质由碳钢换成防腐性能更好的材料应该能起到防腐从而降低常减压蒸馏产品中铁离子的含量的作用。然而，使用防腐性能更好的材料无疑会增加成本。为了既达到防腐的目的又能不使设备成本增加太多，本发明的发明人对此进行了深入的研究，发现上述环烷酸腐蚀在常减压蒸馏设备中的常压塔、减压塔、常压炉和减压炉的某些部位属于高腐蚀部位。
此外，当将上述高含酸原料油的馏分油进行加氢裂化加工和延迟焦化时，也存在在加氢裂化设备和延迟焦化设备的某些部位腐蚀程度较为严重，而在其他一些部位则腐蚀程度较轻或者与常规的低含酸原料油的馏分油的腐蚀程度相当的问题。
为了有效解决上述腐蚀问题，提供一套能适用于上述蓬莱高酸原油(海洋油)或者与上述蓬莱高酸原油性质相似的原油的加工设备，本发明的发明人对蓬莱高酸原油PL19-3号原油进行了详细研究，发现该高酸原油具有较强的高温腐蚀，腐蚀产物溶于油，受介质流速流态影响较大，腐蚀形态呈冲刷型腐蚀，所造成的腐蚀破坏具有更大的危险性。并根据其性质找到能有效防腐的耐蚀材料。PL19-3号原油的物化性质的典型数据列于下表1。165-360℃的馏分油的性质列于下表2。
表1
| 项目 | 分析结果 | 项目 | 分析结果 |
| 密度(20℃)/g·cm-3 | 0.9212 | 原油馏程 | |
| API度 | 21.5 | 初馏点/℃ | 123 |
| 粘度/mm2·s-1 | 140℃馏出量/体积％ | 0.5 | |
| 50℃ | 72.44 | 160℃馏出量/体积％ | 2.1 |
| 80℃ | 21.10 | 180℃馏出量/体积％ | 4.3 |
| 100℃ | 12.71 | 200℃馏出量/体积％ | 5.9 |
| 凝点/℃ | ＜-35 | 220℃馏出量/体积％ | 7.5 |
| 项目 | 分析结果 | 项目 | 分析结果 |
| 水分/重量％ | 0.25 | 240℃馏出量/体积％ | 10.7 |
| 酸值/mgKOH·g-1 | 3.20 | 260℃馏出量/体积％ | 13.9 |
| 蜡含量/重量％ | 4.75 | 280℃馏出量/体积％ | 17.1 |
| 残炭/重量％ | 5.62 | 300℃馏出量/体积％ | 21.9 |
| 灰分/重量％ | 0.022 | 金属分析/μg·g-1 | |
| 硫/重量％ | 0.31 | 铁 | 9.50 |
| 氮/重量％ | 0.39 | 镍 | 26.11 |
| 沉淀物/重量％ | 0 | 铜 | 0.69 |
| 净热值/kJ·kg-1 | 41490 | 钒 | 2.25 |
| 盐/g·m-3 | 45.4 | 铅 | ＜0.01 |
| 胶质/重量％ | 16.98 | 钠 | 1.87 |
| 沥青质/重量％ | 0.56 | 钙 | 35.38 |
| 原油类别 | 低硫环烷中间基 | 镁 | 14.96 |
表2
| 沸点范围/℃ | 165～360 |
| 收率，％ | 24.52 |
| 密度(20℃)/g·cm-3 | 0.8719 |
| 运动粘度(20℃)/mm2·s-1 | 5.569 |
| 凝点/℃ | ＜-35 |
| 酸值/mgKOH·(100mL)-1 | 272.20 |
| 沸点范围/℃ | 165～360 |
| 硫含量，％ | 0.14 |
| 闪点(闭口)/℃ | 82 |
| 铜片腐蚀/级 | 2 |
| 实际胶质/mg·(100mL)-1 | 65 |
| 十六烷值 | 38.0 |
| 十六烷值指数 | 41.2 |
| 馏程/℃ | |
| 初馏点 | 199.3 |
| 10体积％ | 226.1 |
| 30体积％ | 251.9 |
| 50体积％ | 274.7 |
| 70体积％ | 296.1 |
| 90体积％ | 318.8 |
| 95体积％ | 326.8 |
| 终馏点 | 330.6 |
| 收率，体积％ | 97.5 |
| 馏分烃类组成，重量％ | |
| 链烷烃 | 20.1 |
| 一环环烷 | 11.7 |
| 二环环烷 | 28.8 |
| 沸点范围/℃ | 165～360 |
| 三环环烷 | 9.4 |
| 总环烷 | 49.9 |
| 总饱和烃 | 70.0 |
| 烷基苯 | 7.3 |
| 茚满或四氢萘类 | 6.2 |
| 茚类 | 3.8 |
| 总单环芳烃 | 17.3 |
| 萘 | 0.7 |
| 萘类 | 6.4 |
| 苊类 | 2.4 |
| 苊烯类 | 2.3 |
| 总双环芳烃 | 11.8 |
| 三环芳烃 | 0.9 |
| 总芳烃 | 30.0 |
| 总重量 | 100.0 |
通过进一步研究发现，上述高含酸原油中，＜180℃和＜200℃汽油馏分的酸度分别为15.05mgKOH/100mL和20.07mgKOH/100mL，硫含量分别为191.30μg·g-1和278.58μg·g-1，氮含量分别为1.95μg·g-1和2.69μg·g-1，铜片腐蚀均为1级；
130-240℃和180-280℃原油喷气燃料馏分的酸度分别为61.46mgKOH/g和112.90mgKOH/g，硫含量分别为502.41μg·g-1和3417.82μg·g-1，氮含量分别为6.26μg·g-1和24.73μg·g-1，铜片腐蚀分别为1级和2级，银片腐蚀均为4级；
180-350℃和200-350℃柴油馏分的酸度大，分别为272.20mgKOH/100mL、203.21mgKOH/100mL，硫含量分别为0.14重量％、0.15重量％，铜片腐蚀分别为2级、1级；
350-400℃、400-450℃和450-500℃润滑油馏分的酸值高，分别为4.28mgKOH/g、3.48mgKOH/g、3.48mgKOH/g；
350-560℃催化裂化原料的酸值高，为3.48mgKOH/g，硫含量为0.29重量％，氮含量为0.23重量％，铁、镍和钒含量低，分别为0.54μg/g、0.50μg/g和0.03μg/g；
＞350℃重油的硫含量为0.36重量％，氮含量高，为0.58重量％，重金属镍、镁和钙含量高，分别为35.71μg/g、20.64μg/g和47.81μg/g；
＞560℃渣油的硫含量为0.49重量％，氮含量高，为0.86重量％，金属铁、镍、镁和钙含量高，分别为38.92μg/g、79.01μg/g、43.61μg/g和92.48μg/g。
根据上述酸值分布，本发明的发明人有针对性地对常减压蒸馏设备、加氢裂化设备和延迟焦化设备的各个部位的材料进行了选择，提供了一套适合于高含酸原油加工的方法。
其中用于常减压蒸馏的常减压蒸馏设备包括常压塔、对常压塔供热的常压炉、减压塔和对减压塔供热的减压炉，所述常压塔和减压塔各自包括塔体、塔盘和填料，所述常压塔的塔盘的层数为40以上，所述常压炉和减压炉各自包括对流管和辐射管，其中，所述常压塔的在第40层塔盘至塔顶之间的塔体的材质为蒙乃尔(Monel)合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种与碳素钢的金属复合材料，塔盘的材质为0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种；所述常压塔的塔底至第40层塔盘之间的塔体的材质为316L与碳素钢的金属复合材料，第28-39层塔盘的材质为0Cr13材料，第1-28层塔盘的材质为316L；所述减压塔的塔体的材质为316L与碳素钢的金属复合材料，所述减压塔的顶部2层填料的材质为316L材料，其它填料的材质为317L；所述常压炉的对流管的材质为316L材料，辐射管的材质为316L材料；所述减压炉的对流管的材质为316L材料，所述减压炉的辐射管的材质为316L材料。
根据本发明提供的常减压蒸馏设备，所述常压塔包括例如40-60层塔盘。本发明中，除非特别说明，第多少层塔盘是指从塔底至塔顶的方向第多少层。例如，假设常压塔共有44层塔盘，则第一层塔盘为靠近塔底的那一层，第44层为靠近塔顶的那一层。
制备金属复合材料的方法有很多，例如涂覆的方法、浇铸的方法，本发明中，所述金属复合材料优选为通过爆炸焊接的方法获得的金属材料，其中碳素钢如16MnR为基材层，另一种材料称为复合层，也称为耐蚀层。例如316L与碳素钢的金属复合材料中，316L为复合层。其中，基材层用于提供设备所需的强度，因此，基材层的厚度可以是常规的常减压蒸馏设备中不考虑防腐蚀时的材料的厚度，一般不同的部位或部位，因承受的压力不同，所需要的强度不同，因此厚度一般也不同，但均已为本领域技术人员所公知，本发明在此不再赘述。复合层的主要作用是防腐，因此其材质和厚度均主要取决于所需达到的防腐级别，在酸腐蚀严重的部位一般使用防腐性能好的材料，在相同材料的情况下，酸腐蚀严重的部位的复合层的厚度要大些。
所述金属复合材料中，对所述耐蚀层的厚度没有特别限定，一般地，耐蚀层的厚度越大，该材料以及由该材料制得的设备的耐蚀能力越强，但相应的材料本身的成本也就越高。本发明的发明人研究发现，在本发明所述的高酸值原油的情况下，耐蚀层的厚度不小于3毫米即可有效实现防腐，保证该材料的寿命达到15年至20年。综合成本和使用寿命考虑，本发明优选所述常压塔的第40层塔盘至塔顶之间的塔体的耐蚀层蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中一种或几种的总厚度优选为3-5毫米，所述常压塔的第40层塔盘至塔底之间的塔体的316L的厚度优选为3-5毫米，所述减压塔的塔体的316L的厚度优选为3-5毫米。且所述常压塔的第40层塔盘至塔顶之间的塔体的复合层的厚度较所述常压塔的第40层塔盘至塔底之间的塔体的316L的厚度小，且不小于所述减压塔的塔体的复合层的厚度。
所述减压塔优选为5-10层，其它填料是指顶部第2层至剩余层塔盘之间的填料。所述顶部第2层是指从塔顶至塔底方向的第1和第2层。进一步优选情况下，所述分布管和支撑梁等内件的材质均为316L。
根据本发明的常减压蒸馏设备，为了将原油在换热升温过程中已经气化的轻质油及时蒸出，使其不进入常压加热炉以降低加热炉的热负荷和换热网络系统的操作压力降，从而节省单元的能耗和操作费用；此外，也为了使常压塔操作更稳定，本发明提供的所述常减压蒸馏设备还包括闪蒸塔。所述闪蒸塔包括塔体、位于塔体内的塔盘，本发明优选所述塔盘的层数总计4-8层。由于进入闪蒸塔的产品也具有一定的酸值，因此，为了更进一步的提高后续工艺催化剂的使用寿命和整套常减压蒸馏设备的使用寿命，所述闪蒸塔的塔体的材质优选为304L与碳素钢的金属复合材料，塔盘的材质优选为304和/或321。
通过选用上述材料的闪蒸塔，可以进一步降低常减压蒸馏产品中的铁离子浓度，从而进一步提高后续加工的催化剂的使用寿命，并有效防止闪蒸塔的穿孔，从而进一步提高整套常减压蒸馏设备的使用寿命。
上述用于闪蒸塔的金属复合材料优选也通过爆炸焊接法得到，其中304L的厚度优选为3-5毫米。
根据本发明的常减压蒸馏设备，其中，所述常减压蒸馏设备还包括常压汽提塔和/或减压汽提塔。由于进入常压汽提塔和减压汽提塔的产品同样存在酸腐蚀问题，因此，为了保证整套常减压蒸馏设备的更长期稳定运行，本发明的发明人对所述常压汽提塔和减压汽提塔的塔体的材质也进行了深入研究。发现所述常压汽提塔和减压汽提塔的塔体的材质优选均为316L与碳素钢的金属复合材料，塔盘的材质优选均为316L时，既可保证进一步降低后续工艺催化剂的使用寿命，还能保证常压汽提塔和/或减压汽提塔与前述优选的常压塔、减压塔、常压炉和减压炉基本相当的寿命，在1200吨/年的加工量的情况下均为15-20年。
根据本发明的常减压蒸馏设备，其中，用于常压汽提塔和减压汽提塔的所述金属复合材料优选也通过爆炸焊接法得到，且其中316L的厚度优选为3-5毫米。
所述常减压蒸馏设备通常还包括位于常压塔和/或减压塔的塔顶的空冷器，本发明的发明人还发现，在上述高含酸原油的常减压蒸馏加工过程中，所述原油中的高酸值对碳钢制成的空冷器的使用寿命也有一定的影响，主要是对空冷器的管束腐蚀较为严重。为了使空冷器的寿命与常减压蒸馏设备的其它部位的使用寿命一致，本发明优选所述空冷器的管箱的材质为碳素钢，所述空冷器的管束的材质优选为钛、SAF2507或蒙乃尔合金。这样既可以保证相应提高空冷器的使用寿命，还能有针对性地只对需要使用防腐性能好的材料的部位使用相应级别的方法材料，从而降低设备的生产成本。
一般情况下，所述常减压蒸馏设备还包括与常压塔和/或减压塔的进料侧线连通的进料侧线换热器，由于原油中的酸对该进料侧线换热器也存在一定的影响，因此本发明对进料侧线换热器的材料也进行了研究和相应的改进。优选情况下，该进料侧线换热器的壳体、管箱、管板的材质均为316L与碳素钢的金属复合材料，所述管束的材质为316L和/或304L。用于该进料侧线换热器的所述金属复合材料优选也通过爆炸焊接法得到，且其中316L的厚度为3-5毫米。
此外，所述常减压蒸馏设备还包括用于使减压渣油与原油进行换热的减渣原油换热器，所述减渣原油换热器可以是现有技术中用于减压渣油与原油换热的各种换热器，本发明优选所述减渣原油换热器为壳程换热器，为方便说明，以下称为减渣原油壳程换热器。该减渣原油壳程换热器分为减渣壳程和原油壳程，各个壳程各自包括壳体、管箱、管板和管束。当减渣壳程中减渣的温度低于220℃时，所述减渣壳程受高含酸原油中的酸腐蚀影响较小，壳体、管箱、管板和管束的材质均可为碳素钢。当所述原油壳程中原油的温度低于220℃时，所述原油壳程的壳体、管箱、管板受高含酸原油中的酸腐蚀影响较小，均可以使用碳素钢；但管束受高含酸原油中的酸腐蚀影响的大小取决于管程中的减渣温度，当管程中减渣温度低于220℃时，所述管束仍可以由碳素钢制成；当管程中减渣温度高于288℃时，所述管束的材质为316L时，才能有效保证该减渣原油壳程换热器的寿命达到1200吨/年的加工量时为15-20年；当管程中减渣温度为220-288℃时，所述管束的材质为304L时，即可有效保证该减渣原油壳程换热器的寿命达到1200吨/年的加工量时为15-20年。
但当所述减渣壳程中减渣温度不低于220℃时，使用碳素钢则不能满足防腐要求，此时，所述减渣壳程的壳体、管箱、管板的材质均为316L和/或304L与碳素钢的金属复合材料，管束的材质为316L和/或304L。进一步的，当减渣温度不高于288℃时，所述壳体、管箱和管板的材质均为304L与碳素钢的金属复合材料，管束的材质为304L；当减渣的温度高于288℃时，所述壳体、管箱和管板的材质均优选为316L与碳素钢的金属复合材料，管束的材质则优选为316L。
当所述原油壳程中原油的温度不低于220℃时，所述原油壳程的壳体、管箱、管板的材质均为316L和/或304L与碳素钢的金属复合材料，管束的材质为316L和/或304L。进一步的，当原油温度为220-288℃时，所述壳体、管箱和管板的材质均为304L与碳素钢的金属复合材料，管束的材质为304L；当原油的温度高于288℃时，所述壳体、管箱和管板的材质均优选为316L与碳素钢的金属复合材料，管束的材质则优选为316L。
用于该减渣原油壳程换热器的所述金属复合材料优选也通过爆炸焊接法得到，且其中复合层的厚度为3-5毫米。
根据本发明的常减压蒸馏设备，其中，所述常减压蒸馏设备还包括转油线，所述常压炉和常压塔之间、常压塔和减压炉之间以及减压塔和减压炉之间通过转油线连通。本发明优选所述转油线的材质均为316L。所述转油线的材质适用于低速段和高速段。
根据本发明的常减压蒸馏设备，其中，所述316L中Mo含量不低于2.5重量％，优选为2.5-3重量％。通过控制其中Mo含量在此范围内能够减缓环烷酸腐蚀速率50-80％。
本发明优选所述碳素钢为碳含量为≤0.20重量％的低碳钢和/或低合金钢，这样可以保证所述常减压蒸馏设备具有足够的强度。所述碳素钢优选奥氏体不锈钢。
满足上述要求的碳素钢例如可以为10号钢、20号钢、20HP、15MnHP、20R、20MnR和16MnR中的一种或几种。
由于上述主要通过对常规的常减压蒸馏设备的材料进行改进来提高常减压蒸馏设备的防腐性能，从而使其能够用于高含酸原油的常减压蒸馏，在使用上述材料的情况下，现有常减压蒸馏设备的各种结构和连接关系均可实现本发明的目的，因此本发明在此对常减压蒸馏设备的各个部位的结构和连接关系不再进行赘述。
由于本发明的常减压蒸馏设备根据高含酸原油的酸值分布而有针对性地对常减压设备各个部位所需的防腐性能进行了系统的研究，并根据该防腐性能而确定了各个部位的材料，从而有的放矢对腐蚀较强的部位选用防腐性能较好的高品质材料，而对腐蚀较弱的部位则选用常规材料，这样获得的常减压蒸馏设备，一方面能否有效防止因高酸和高金属含量带来的腐蚀问题，有效提高设备的整体使用寿命，节约维修和更换设备的成本，另一方面比整套设备都使用昂贵的防腐材料相比又大大降低了成本，因而本发明提供的常减压蒸馏设备具有较好的工业应用价值，特别适合用于加工性质类似蓬莱原油的高酸重质低硫原油。
由于本发明提供的常减压蒸馏方法主要是通过使用本发明提供的防腐性能好的常减压蒸馏设备来实现高含酸原油的常减压蒸馏，对常减压蒸馏的具体条件和操作没有特别限定，采用本领域技术人员公知的具体条件和操作即可。例如，闪蒸塔的温度一般可以为215-230℃，常压蒸馏塔的塔板数可以为40-60块，优选为44块，塔顶温度可以为90-130℃，优选为110-125℃，塔顶回流温度可以为30-60℃，优选为40-45℃，进塔温度可以为350-370℃，优选为355-365℃，进料段塔板数可以为35-45，常压塔可以设3-4条侧线，其中从塔顶至塔底常一线抽出温度可以为170-200℃，常二线抽出温度可以为230-320℃，常三线抽出温度可以为320-350℃。所述减压塔采用分五段式填料，减压蒸馏塔顶残压可以为不大于3kPa，优选为0.3-2.5kPa，塔顶温度可以为不大于75℃，优选为60-70℃，塔底温度可以为370-375℃，塔顶循环回流温度可以为35-40℃，减压塔设3-4条侧线。
本发明的高含酸原油的常减压蒸馏设备，通过有针对性的使其中常压塔、常压炉、减压塔和减压炉的材质进行限定，有效解决了高含酸原油常减压蒸馏的设备腐蚀问题，并且由于可以在腐蚀不太严重的地方使用低抗腐蚀性的或常规的材料，大大降低了设备的成本，从而获得了较好的经济效益。另外，由于解决了高含酸原油常减压蒸馏的设备腐蚀问题，使得蒸馏产品中的金属含量不会额外地大量增加，从而不会影响后续加工过程中催化剂的使用寿命。
根据上述馏分油的性质、酸值、硫含量和组成，本发明的发明人还有针对性地对加氢裂化设备的各个部件的材料进行了选择，从而确定了一种适用于高含酸原料油的加氢裂化设备，该设备包括加氢裂化反应器、高压分离器和低压分离器，其中，所述加氢裂化反应器的壳体的材质为含有铬钼钢、TP316L和TP309L的金属复合材料，所述加氢裂化反应器的内件的材质为TP316L，所述高压分离器的壳体的材质为含有铬钼钢、TP309L和TP316L的金属复合材料，所述高压分离器的内件的材质为TP316L，所述低压分离器的壳体的材质为抗氢致开裂低碳钢。
尽管满足上述条件即可实现本发明的目的，但优选情况下，所述金属复合材料通过在铬钼钢表面堆焊TP309L和TP316L得到。在上述金属复合材料中，TP309L位于铬钼钢和TP316L之间，用于为铬钼钢和TP316L之间提供良好的附着力，起防腐作用的主要TP316L，因此TP316L的厚度只要能防腐即可。铬钼钢作为基材，主要提供容器在加氢裂化反应所需压力的强度。用作加氢裂化反应器的壳体的材质中，所述TP316L堆焊层和TP309L堆焊层的总厚度优选为4-7毫米，铬钼钢的厚度优选为205-280毫米，TP309L和TP316L的厚度各自为3-4毫米；用作所述高压分离器的壳体的材质中，铬钼钢的厚度为180-200毫米，所述TP316L堆焊层和TP309L堆焊层的厚度为4-7毫米，TP316L的厚度为3-4毫米。通过使铬钼钢、TP316L堆焊层和TP309L堆焊层的厚度控制在上述范围内，既能起到防腐作用，又能使得加氢裂化反应器的厚度增加不太大，也就是说能使得加氢裂化反应获得尽可能大的容积，并使得加氢裂化反应器的成本尽可能低。而且在上述选材和厚度条件下可以保证加工量为400万吨/年的情况下加氢裂化反应器的使用寿命为15-20年。
上述金属复合材料可以通过各种方法获得，例如可以通过商购得到，也可以通过本领域公知的堆焊方法制得。通过堆焊可以有效保证铬钼钢与TP316L和TP309L之间的紧密结合，并保证获得所需的厚度，从而有效起到防腐的作用。所述堆焊方法的具体操作和条件已为本领域技术人员所公知，本发明在此不在赘述。
根据本发明，将馏分油A或者馏分油B进行加氢裂化的方法包括将馏程为165-360℃的第二馏分油在中压加氢裂化条件下进行加氢裂化，将馏程为360-450℃的第三馏分油或者馏程为360-450℃的第三馏分油和部分馏程为450-520℃的第四馏分油在高压加氢裂化条件下进行加氢裂化。
所述中压加氢裂化的条件包括温度可以为250-450℃，优选为340-400℃，压力可以为10-15兆帕，优选为12-13兆帕，液时空速可以为0.5-1.5小时-1，优选为1.0-1.25小时-1，氢油体积比可以为100-1000，优选为500-600；所述高压加氢裂化的条件包括温度可以为250-450℃，优选为380-400℃，压力可以为12-20兆帕，14-16兆帕，液时空速可以为0.5-2小时-1，1.0-1.5小时-1，氢油体积比可以为100-1000，优选为760-800。所述加氢裂化催化剂可以是本领域常规使用的各种加氢裂化催化剂，例如，具体的，优选所述加氢裂化精制段催化剂可以使用HC-K精制催化剂，裂化段可以使用国产的3824催化剂。
所述加氢裂化(包括中压加氢裂化和高压加氢裂化)在加氢裂化设备中进行，所述加氢裂化设备包括加氢裂化反应器、高压分离器和低压分离器。
本发明的发明人发现，由于低压分离器受高含酸原料油酸值的影响较小，因此所述低压分离器的壳体和内件的材质优选均为抗氢致开裂低碳钢。在上述条件下，既可以保证加工量为400万吨/年的情况下低压分离器的使用寿命为15-20年，而且设备的整体成本还较低。
所述加氢裂化反应器的壳体的材质为含有铬钼钢、TP316L和TP309L的金属复合材料，所述加氢裂化反应器的内件的材质为TP316L，所述高压分离器的壳体的材质为含有铬钼钢、TP309L和TP316L的金属复合材料，所述高压分离器的内件的材质为TP316L，所述低压分离器的壳体的材质为抗氢致开裂低碳钢。所述金属复合材料通过在铬钼钢表面堆焊TP309L和TP316L得到，用作加氢裂化反应器的壳体的材质中，所述TP316L堆焊层和TP309L堆焊层的厚度为4-7毫米，铬钼钢的厚度为205-280毫米，TP309L的厚度为3-4毫米；用作所述高压分离器的壳体的材质中，铬钼钢的厚度为180-200毫米，所述TP316L堆焊层和309L堆焊层的厚度为4-7毫米，TP316L的厚度为3-4毫米。
一般地，所述加氢裂化设备还包括加氢裂化反应产物空冷器，所述加氢裂化反应产物空冷器包括管箱和管束，其中入口管箱的材质为INCOLOY825，所述管束的材质为INCOLOY825，所述管端入口处衬有钛。优选衬钛的长度为300-600mm，即从管端入口边缘向内300-600mm处衬有钛。通过上述选材，能够保证加氢裂化反应产物空冷器的使用寿命达到15-20年，从而保证在整个加氢裂化设备寿命范围内，加氢裂化所得产品的铁含量均能满足后续加工的要求。
本发明的所述加氢裂化设备还包括加氢裂化原料油线。本发明的发明人发现，高含酸原料油的高酸值对加氢裂化原料油线不同部位的腐蚀程度不一样，并且与加氢裂化原料油的温度密切相关，而与是否接触氢无关或者关系甚微。为此，本发明将加氢裂化原料油线根据与之接触的加氢裂化原料油的温度分为第一进料线、第二进料线和第三进料线。与低于220℃的加氢裂化原料油接触的为第一进料线、与温度为220-288℃的加氢裂化原料油接触的为第二进料线、与温度高于288℃的加氢裂化原料油接触的为第三进料线，所述第一进料线的材质为碳素钢，所述第二进料线的材质为316L和/或321，所述第三进料线的材质为316L。通过上述选材，能使上述进料线从而加氢裂化反应设备在设备成本和使用寿命方面达到最佳平衡。所述碳素钢可以是各种具有或不具有防腐性能的碳钢，例如可以是A105、20#钢和WCB碳钢中的一种或几种。
根据本发明的加氢裂化设备，其中，所述加氢裂化设备还包括溶剂再生塔空冷器，所述溶剂再生塔空冷器包括管箱和管束，所述管箱的材质为抗氢致开裂奥氏体不锈钢，所述管束的材质为304L或TP321。通过上述选材，能够保证溶剂再生塔空冷器的使用寿命达到15-20年，从而保证在整个加氢裂化设备寿命范围内，加氢裂化所得产品的铁含量均能满足后续加工的要求。
一般地，所述加氢裂化设备还包括脱硫化氢汽提塔空冷器，所述脱硫化氢汽提塔空冷器包括管箱和管束，所述管箱的材质为抗氢致开裂低碳钢，所述管束的材质为304L。通过上述选材，能够保证脱硫化氢汽提塔空冷器的使用寿命达到15-20年，从而保证在整个加氢裂化设备寿命范围内，加氢裂化所得产品的铁含量均能满足后续加工的要求。
为了提高整套加氢裂化设备的能量利用率，所述加氢裂化设备还包括用于使氢气与加氢裂化产物之间进行换热的换热器和用于使加氢裂化原料油与加氢裂化产物之间进行换热的换热器。该换热器的材质为含有TP316L、TP309L和铬钼钢的金属复合材料。所述金属复合材料通过在铬钼钢表面堆焊TP316L和TP309L得到，其中铬钼钢的厚度优选为200-280毫米，TP316L的厚度优选为3-4毫米。
根据本发明提供的加氢裂化设备，其中，所述换热单元还包括用于使加氢裂化原料油与馏出物之间进行换热的换热器，其中加氢裂化原料油侧的壳体的材质为含有TP316L、TP309L和铬钼钢的金属复合材料，折流板的材质为TP316L；加氢裂化产物侧的管箱的材质为含有铬钼钢和TP316L的金属复合材料。所述金属复合材料通过在铬钼钢表面堆焊TP316L和TP309L得到，其中铬钼钢的厚度优选为200-280毫米，TP316L的厚度优选为3-4毫米。
根据本发明的加氢裂化设备，所述加氢裂化设备还包括加氢裂化原料油加热炉和汽提塔加热炉，所述加氢裂化原料油加热炉的材质为TP321和/或347，所述汽提塔加热炉的材质为T9、T11、1Cr5Mo中的一种或几种。
本发明中，所述铬钼钢按Nelson曲线选取。进一步优选情况下，所述铬钼钢为2.25Cr-1Mo-V，且所述2.25Cr-1Mo-V满足下述式(1)-式(3)所示的条件：
J系数(WSi+WMn)*(WP+WSn)*10000＜100％ (1)
X系数(10WP+5WSb+4WSn+WAs)*0.01＜15ppm (2)
VTr54+3.0ΔVTr54＜10℃ (3)
上述式(1)-式(3)中，WSi、WMn、WP、WSn、WP、WSb、WAs分别表示Si、Mn、P、Sn、Sb和As在2.25Cr-1Mo中的质量百分含量，优选WSi和WMn分别为标准范围的下限值。通过限定WSi和WMn为其下限值，可以进一步提高2.25Cr-1Mo-V的耐腐蚀性。VTr54表示脆化前V型缺口试样的冲击功为54焦耳所对应的温度；ΔVTr54表示加速脆化的阶梯冷却试验后V型缺口试样的冲击功为54焦耳所对应的温度。
优选所述阶梯冷却工艺如下表3，这样能进一步获得更好的抗氢致开裂性能，从而进一步提高设备的使用寿命。
表3
| 温度，℃ | 保温时间，h | 加热冷却速度，℃/h |
| 室温 | 50 | |
| 593 | 1 | 5.6 |
| 537 | 15 | 5.6 |
| 524 | 24 | 5.6 |
| 496 | 60 | 2.8 |
| 468 | 100 | 27.8 |
| 315 | 在静止的空气中冷却到室温 |
进一步优选情况，所述2.25Cr-1Mo-V由电炉冶炼和真空脱氧方法制得，这样能获得抗氢致开裂更好的效果。
本发明中，所述TP316L的Mo含量不低于2.5重量％，优选为2.5-3重量％，进一步优选为2.8-3重量％。通过控制其中Mo含量在此优选范围内能够减缓环烷酸腐蚀速率50-80％。
本发明中，所述抗氢致开裂低碳钢可以是各种抗氢致开裂性能满足NACE TM0284“压力容器及管线钢抗氢致开裂的评定”方法的要求的奥氏体不锈钢，具体的例如为304、321、347中的一种或几种。
除了上述部件或结构之外，根据本发明的加氢裂化设备还可以包括液化气脱硫抽提塔、脱丁烷塔、脱丙烷塔、脱异丁烷塔、干气脱硫塔中的一者或几者，它们的连接关系和作用已为本领域技术人员所公知，本发明在此不再赘述。在本发明中未特别指明的其它结构、部件和管线可以使用本领域常规使用的各种材料，例如，可以使用碳素钢。所述碳素钢优选为奥氏体不锈钢，其碳含量优选为≤0.2重量％。
根据本发明的加氢裂化设备，其中，所述加氢裂化设备一般还包括氢气管线和其它管道，
所述氢气管线在低于200℃下使用时，材质为碳素钢，在不低于200℃下使用时，材质为铬钼钢；
所述其它管线在低于240℃下使用时，材质为碳素钢，在不低于240℃下使用时，材质为1Cr5Mo和/或321。
此外，本发明人还有针对性地对延迟焦化设备的各个部件的材料进行了选择，确定了一种适用于高含酸原料油的延迟焦化设备，该延迟焦化设备包括彼此通过管线连通的加热炉、分馏塔和焦炭塔，所述加热炉包括对流管、辐射管、辐射段进口线、辐射段出口线，其中，所述辐射管的材质为T9和/或321H，所述辐射段进口线的材质为1Cr5Mo和/或321，所述辐射段出口线的材质为P9和/或316L。
尽管其它部位使用抗氢腐蚀性能更好的材料也能实现防腐而延长寿命的目的，但在上述条件下，已经能保证加热炉的使用寿命达到15年以上，而整套延迟焦化设备的整体使用寿命高于3年以上，同时还能保证延迟焦化所得产品中金属离子特别是铁离子的含量不会因延迟焦化设备的材质而升高太多，另外还能保证设备的成本尽可能低，实现产品铁离子含量与设备成本之间的较佳平衡。
一般地，所述延迟焦化设备的焦炭塔包括上部和下部，所述上部为焦炭塔的顶端至泡沫层以下200毫米的区段，剩余区段为下部。根据本发明提供的延迟焦化设备，所述上部的材质为405和/或410S与14Cr1MoR的金属复合材料，下部的材质为14Cr1MoR和/或15Cr1MoR。
本发明优选用作焦炭塔上部材质的所述金属复合材料中，405和410S的厚度为3-5毫米(当所述金属复合材料为405与14Cr1MoR的金属复合材料时，405的厚度为3-5毫米；当所述金属复合材料为410S与14Cr1MoR的金属复合材料时，410S的厚度为3-5毫米；当所述金属复合材料为405和410S与14Cr1MoR的金属复合材料时，405和410S的总厚度为3-5毫米，以下类似情况与此类似)。在上述优选范围内，可以使焦炭塔的使用寿命与所述延迟焦化设备的加热炉的寿命相同，从而进一步保证在所述延迟焦化设备的整个使用寿命内焦化产品的金属含量特别是铁的含量较低。
所述延迟焦化设备的分馏塔一般都包括塔体和塔盘，根据本发明提供的延迟焦化设备，其中，所述分馏塔因接触的原料的温度不同即塔的操作温度不同而一般分为三段，从上至下，操作温度逐渐升高，其中与低于220℃的原料接触的部分称为第一段，与220-288℃的原料接触的部分称为第二段，与高于288℃的原料接触的部分称为第三段。本发明中，所述第一段的塔体的材质优选为碳素钢，塔盘的材质优选为0Cr13即410S的金属复合材料；所述第二段的塔体的材质优选为碳素钢和410S的金属复合材料，塔盘的材质优选为304；所述第三段的塔体的材质优选为碳素钢和321的金属复合材料，塔盘的材质优选为321。所述金属复合材料中，复合层的厚度优选为3-5毫米。在上述优选范围内，可以使分馏塔的使用寿命与所述延迟焦化设备的加热炉的寿命相同，从而进一步保证在所述延迟焦化设备的整个使用寿命内焦化产品的金属含量特别是铁的含量较低。
根据本发明提供的延迟焦化设备，所述分馏塔优选还包括用于分离分馏塔塔顶油气的塔顶油气罐，且所述塔顶油气罐的材质为硫含量不超过0.002重量％、磷含量不超过0.008重量％的抗氢致开裂碳钢。本发明中，所述抗氢致开裂碳钢的抗氢致开裂性能满足NACE TM0284“压力容器及管线钢抗氢致开裂的评定”方法的要求。
优选情况下，本发明的延迟焦化设备还包括吸收稳定塔，所述吸收稳定塔与分馏塔连通。所述吸收稳定塔包括塔体、塔盘和塔顶回流罐，所述塔体的材质为碳素钢，所述塔盘的材质为0Cr13，所述塔顶回流罐的材质为硫含量不超过0.002重量％、磷含量不超过0.008重量％的抗氢致开裂碳钢。通过使上述塔顶油气罐和吸收稳定塔选用上述材质，能够进一步保证这些设备的使用寿命达到15-20年，从而有利于整套延迟焦化设备的寿命达到15-20年。
根据本发明的延迟焦化设备，其中，所述延迟焦化设备还包括汽提塔，所述汽提塔与分馏塔连通，用于对分离塔的侧线组分进行汽提。所述汽提塔的材质优选为0Cr13与碳素钢的金属复合材料，所述金属复合材料通过爆炸焊接法获得，其中0Cr13的厚度为3-5毫米。通过使上述汽提塔选用上述材质，能够进一步保证该设备的使用寿命达到20年，从而有利于整套延迟焦化设备的寿命达到15-20年。
根据本发明的延迟焦化设备，其中，所述延迟焦化设备还包括与分馏塔塔顶连通的空冷器和水冷器，所述空冷器和水冷器的管束的材质各自为硫含量不超过0.002重量％、磷含量不超过0.008重量％的抗氢致开裂碳钢或耐硫化氢腐蚀的低合金钢。
本发明中，所述硫含量不超过0.002重量％、磷含量不超过0.008重量％的抗氢致开裂碳钢的例如为20R钢和/或16MnR(HIC)钢，所述耐硫化氢腐蚀的低合金钢例如为09Cr2AlMoRe材质的低合金钢。本发明中，所述碳素钢可以是16MnR、20MnR、10#钢、20#钢。
根据本发明提供的延迟焦化设备，其中，所述延迟焦化设备还包括分馏塔塔底线，所述分馏塔塔底线的材质为1Cr5Mo。
根据本发明提供的延迟焦化设备，其中，所述延迟焦化设备还包括原料油线和蜡油线，所述原料油线的材质为1Cr5Mo，所述蜡油线的材质为1Cr5Mo。
本发明中，除非特别说明，所用材料的编号均采用本领域常规使用的编号，一般均来自GB4237-92、特别是管材一般采用GB9948标准、美国ASME标准或美国自动化工程师协会标准，例如，0Cr13、00Cr17Ni14Mo2和00Cr19Ni3Mo2均为GB4237-92中的编号。316L、TP316L、TP317L、304、304L、321、347、321H、TP309L、405、410S均为美国ASME标准中的编号。SAF2205、SAF2507和SAF2304均为美国自动化工程师协会标准中的编号。它们的具体组成已为本领域技术人员所公知。而且若上述材料编号在不同标准中均有涉及的话，使用上述各种标准的该编号的材料均能实现本发明的目的。
由于本发明主要涉及工艺路线的设计和设备材料的选择，而对各个步骤的具体操作以及各个设备的内部结构和连接关系以及设备各部件之间的连接关系没有特别限定，本领域技术人员可以根据现有技术进行确定。例如，延迟焦化的主要操作条件一般包括焦炭塔顶的操作压力为0.15-0.17MPa(表压)，加热炉出口温度为495-505℃，焦炭塔顶温度为420-440℃，分馏塔顶温度为110-120℃，分馏塔底温度为380-400℃，联合循环比一般为0.2-0.4。所述联合循环比是指焦化分馏塔内一部分比焦化馏出油重的循环油量与原料油量的比值。所述催化裂化的条件包括反应温度为450-600℃，优选为500-520℃，剂油体积比为1-10，优选为5.8-6.0，反应时间为0.2-8秒，优选1.2-1.4秒，反应压力为300-500千帕，优选为210-350千帕。所述催化重整的条件包括加权平均床层温度为480-520℃，优选为470-500℃，压力为0.2-0.5MPa，优选为0.22-0.26MPa，体积空速为不大于1.5h-1，优选为0.1-1.5h-1，氢油体积比为2-3。
根据本发明的优选实施方式，为了进一步提高工艺的紧凑性，该方法还包括将延迟焦化得到的蜡油作为高压加氢裂化的原料进行高压加氢裂化和/或将高压加氢裂化尾油作为延迟焦化原料进行延迟焦化。另外，本发明提供的方法还优选将加氢裂化产物中的重石脑油作为催化重整原料进行催化重整。
根据本发明的优选实施方式，该方法还包括将加氢裂化产物、焦化产物和催化裂化产物中燃料气和LPG送入脱硫装置中进行脱硫，并将催化裂化产物中的汽油送入脱硫醇装置中进行脱硫醇。
本发明中，汽油指馏程为40-205℃的组分，轻石脑油指馏程为40-80℃的组分，重石脑油指馏程为80-165℃的组分，航煤指馏程为165-250℃的组分，柴油指馏程为250-350℃的组分。
下面的实施例将对本发明作进一步的说明。在上面描述的具体实施方式以及下面将要描述的实施例中，各设备中未特别说明的其它部位的选材为传统装置的常规选材，一般为碳素钢，如常减压蒸馏装置的管线均使用20#钢，容器使用16MnR。
实施例1
该实施例用于说明本发明提供的高含酸原油的处理方法。
采用图1所示的工艺流程对电脱盐后的蓬莱PL19-3号原油进行加工处理。其中PL19-3号原油的性质如上表1所示，电脱盐后含盐量小于3毫克/升(测试方法GB6532-86)，含水量小于0.1重量％(测试方法GB260-77)，含钠量小于1毫克/升(原子吸收光谱法)。加工量为1200万吨/年。常减压蒸馏设备中的常压塔共44层塔盘，塔顶至第40层塔盘之间的塔体的材质为厚度为22毫米的16MnR钢与3毫米的蒙乃尔合金通过爆炸焊接法得到的金属复合材料，塔盘的材质为SAF2205，第40层塔盘至塔底之间的塔体的材质为厚度为22毫米的16MnR钢与和3毫米的316L，塔盘的材质为316L，减压塔的层数为5层，顶部2层的填料的材质为316L，剩余3层的填料的材质为317L，常压塔、减压塔、常压炉和减压炉的材质如下表4所示。其中奥氏体不锈钢16MnR的碳含量为0.01重量％，316L中的Mo含量为3重量％。电脱盐后的原油进闪蒸塔的温度为224℃(纯液相)，闪蒸塔具有4层塔盘，进常压塔的温度为350-365℃，进减压塔的温度为390-400℃，减压塔顶残压为1.0-2.0kPa，原油换热终温为280-300℃。常减压蒸馏产物按馏程从低到高的顺序分布如下：燃料气(塔顶气体组分)，0.15体积％；＜165℃馏分(第一馏分油)，4.46体积％；165-235℃馏分(第二馏分油)，6.39体积％；235-360℃馏分(第三馏分油)，19.25体积％；360-450℃馏分(第三馏分油)，17.13体积％；450-520℃馏分(第四馏分油)，14.58体积％；520-545℃馏分(第五馏分油)，3.8体积％；大于545℃的塔底渣油，34.24体积％。
将所述第一馏分油以及中压加氢裂化重石脑油和高压加氢裂化重石脑油在催化重整条件下进行催化重整，将所述第二馏分油在中压加氢裂化条件下进行加氢裂化，将馏程为360-450℃的第三馏分油以及至少部分馏程为450-520℃的第四馏分油在高压加氢裂化条件下进行加氢裂化，将所述第五馏分油和剩余部分第四馏分油在催化裂化条件下进行催化裂化，将所述塔底渣油和高压加氢裂化尾油进行延迟焦化，并将加氢裂化产物、焦化产物和催化裂化产物中燃料气和LPG送入脱硫装置中进行脱硫，并将催化裂化产物中的汽油送入脱硫醇装置中进行脱硫醇。所述催化重整的条件包括加权平均床层温度为470-500℃，压力为0.22-0.26MPa，体积空速为1-1.5h-1，氢油体积比为2-3，催化重整催化剂为UOP公司研制，抚顺石化公司北方催化剂厂生产的FR-234催化重整催化剂。催化重整产品分布为0.18体积％的燃料气、0.89体积％的拔头油、9.84体积％的含氢气体(其中氢气的体积百分含量为42％，为4.17体积％)，1.87体积％的LPG、0.97体积％的戊烷和86.24体积％的重整生成油。450-600℃，剂油体积比为1-205.8-6.0，第一反应时间为1.2-1.40.2-8秒，反应压力约330千帕。
所述中压加氢裂化的条件包括温度为340-400℃，压力为12-13兆帕，液时空速为1-1.25小时-1，氢油体积比为500-600。中压加氢裂化产品分布为0.19体积％干气、2.97体积％燃料气、3.66体积％LPG、3.77体积％轻石脑油、23.62体积％重石脑油、29.03体积％航煤、41.43体积％柴油。所述高压加氢裂化的条件包括温度为380-400℃，压力为14-16兆帕，液时空速为1-1.5小时-1，氢油体积比为760-800。所述催化裂化的条件包括反应温度为500-520℃，剂油体积比为5.8-6.0，反应时间为1.2-1.4秒，反应压力为约330千帕。进入加氢裂化装置和进入催化裂化装置的第四馏分油的体积比为1∶2，加氢裂化精制段催化剂为HC-K精制催化剂，裂化段为国产的3824催化剂，所述催化裂化催化剂为中国石油化工股份有限公司石油化工科学研究院提供的MIP催化裂化催化剂。催化裂化所得产品分布为0.15体积％干气、4.58体积％燃料气、23.27体积％LPG、39.50体积％汽油、23.00体积％柴油、2.50体积％油浆和7体积％烧焦。加氢裂化设备各个部件的材质如下表5所示。表5中，铬钼钢为2.25Cr-1Mo-V钢，采用表3所示阶梯冷却工艺通过真空脱氧方法获得，316L中锰含量为3.0重量％，加氢裂化产物空冷器的管端入口处衬有300毫米的钛。高压加氢裂化所得产品分布为0.71体积％的轻气体组分(硫化氢和氨气)，1.78体积％的燃料气，5.91体积％的LPG，4.17体积％的轻石脑油，18.96体积％的重石脑油，30.31体积％的航煤，26.85体积％的柴油和14.34体积％的加氢裂化尾油。
延迟焦化采用设计加工量为420万吨/年的“两炉四塔”延迟焦化设备，其中一台加热炉与两座焦炭塔相联为一套，一座焦炭塔进行反应充焦，另一座已充焦的焦炭塔则进行水力除焦，两座焦炭塔用四通阀切换，按换塔操作顺序互相轮换操作。延迟焦化的主要操作条件包括焦炭塔顶的操作压力为0.15-0.17MPa(表压)，加热炉出口温度为495-505℃，焦炭塔顶温度为420-440℃，分馏塔顶温度为110-120℃，分馏塔底温度为380-400℃，联合循环比为0.3。加热炉采用双面辐射阶梯炉，焦炭塔采用
9800mm×23900mm(切)的规格。延迟焦化设备的主要部件的选材如表6所示。延迟焦化所得产品的组成为0.13体积％的干气(硫化氢和氨气)、3.94体积％的燃料气、4.38体积％的LPG、21.77体积％的石脑油、23.13体积％的柴油、17.47体积％的蜡油、2.99体积％的重蜡油和26.19体积％的焦炭。
整个工艺的产品分布为约10重量％的汽油、约20重量％的航煤、约30重量％的柴油、约10重量％的焦炭，整个工艺的能耗为70.4千克标油/吨原料油。
表4
表5
表6
按照实施例1的方法测量结果发现，设备连续运转1年后，常压塔的塔顶至第40层塔盘之间的塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，第40层塔盘至塔底之间的塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，常压炉的对流管的腐蚀量为0.01毫米，常压炉的辐射管的腐蚀量为0.01毫米，减压塔塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，顶部第2层填料的腐蚀量为0.01毫米，剩余3层填料的腐蚀量为0.01毫米，减压炉的对流管的腐蚀量为0.01毫米，减压炉的辐射管的腐蚀量为0.01毫米，闪蒸塔塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔顶封头的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米；常压汽提塔的塔体和塔盘的腐蚀量均为0.01毫米，减压塔顶回流罐的腐蚀量为0.01毫米，减压汽提塔的腐蚀量为0.3毫米，常减压塔顶空冷器管束的腐蚀量为0.01毫米，常减压塔进料器侧壳体的腐蚀量为0.01毫米，管束的腐蚀量为0.01毫米，减渣原油换热器减渣侧壳体和管束的腐蚀量均为0.01毫米，原油侧壳体和管束的腐蚀量均为0.01毫米，常压转油线和减压转油线的腐蚀量均为0.01毫米。
加氢裂化反应器壳体的腐蚀量为0.03毫米，内件的腐蚀量为0.04毫米；高压分离器壳体的腐蚀量为0.01毫米，内件的腐蚀量为0.01毫米；低压分离器壳体的腐蚀量为0.009毫米，内件的腐蚀量为0.009毫米；氢气与加氢裂化产物换热器氢气侧壳体的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化产物侧的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化原料油与加氢裂化产物换热器的油进料侧壳体的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化产物侧的腐蚀量为0.01毫米；加氢裂化产物空冷器管端入口处的腐蚀量为0.01毫米；溶剂再生塔空冷器的腐蚀量为0.01毫米，脱硫化氢汽提塔空冷器的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化原料油加热炉的腐蚀量为0.01毫米，汽提塔加热炉的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化原料油线的腐蚀量均为0.01毫米。
延迟焦化设备加热炉对流管的腐蚀量为0.01毫米，辐射管的腐蚀量为0.01毫米，辐射段进口线的腐蚀量为0.03毫米，辐射段出口线的腐蚀量为腐蚀量为0.01毫米，分馏塔塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，塔顶油气分离罐的腐蚀量为0.01毫米，分馏塔顶水冷器管束的腐蚀量为0.01毫米，空冷器管束的腐蚀量为0.01毫米，分馏塔底线的腐蚀量为0.01毫米，吸收稳定塔底线的腐蚀量为0.01毫米，汽提塔的腐蚀量为0.01毫米，焦炭塔上部和下部的腐蚀量分别为0.01毫米和0.01毫米，加氢裂化原料油线和蜡油线的腐蚀量均为0.02毫米。
对比例1
按照实施例1的方法对与实施例1相同的PL19-3号原油进行加工处理，不同的是，常减压蒸馏设备的材质均为奥氏体不锈钢16MnR，延迟焦化设备加热炉的对流管、辐射段进口线的材质为20#钢，辐射管和辐射段出口线为1Cr5Mo。结果发现，设备连续运转3个月后，常压塔的塔顶至第40层塔盘之间的塔体的腐蚀量为1毫米，塔盘的腐蚀量为1毫米，第40层塔盘至塔底之间的塔体出现穿孔塔盘的腐蚀量为1毫米，常压炉的对流管的腐蚀量为1毫米，常压炉的辐射管的腐蚀量为1毫米，减压塔的塔体的腐蚀量为1毫米，塔盘的腐蚀量为1毫米，顶部2层的填料的腐蚀量为1毫米，剩余3层填料的腐蚀量为1毫米，减压炉的对流管的腐蚀量为1毫米，减压炉的辐射管的腐蚀量为1毫米，闪蒸塔塔体的腐蚀量为0.1毫米，塔顶封头的腐蚀量为0.1毫米，塔盘的腐蚀量为0.1毫米；常压汽提塔的塔体和塔盘的腐蚀量均为0.1毫米，减压塔顶回流罐的腐蚀量为0.1毫米，减压汽提塔的腐蚀量为0.3毫米，常减压塔顶空冷器管束的腐蚀量为0.1毫米，常减压塔进料器侧壳体的腐蚀量为0.2毫米，管束的腐蚀量为0.1毫米，减渣原油换热器减渣侧壳体和管束的腐蚀量均为0.3毫米，原油侧壳体和管束的腐蚀量均为0.3毫米，常压转油线和减压转油线的腐蚀量均为0.2毫米。延迟焦化设备加热炉对流管的腐蚀量为2毫米，辐射管的腐蚀量为1毫米，辐射段进口线的腐蚀量为2.5毫米，辐射段出口线的腐蚀量为腐蚀量为1毫米，分馏塔塔体的腐蚀量为0.02毫米，塔盘的腐蚀量为0.02毫米，塔顶油气分离罐的腐蚀量为0.02毫米，分馏塔顶水冷器管束的腐蚀量为0.02毫米，空冷器管束的腐蚀量为0.02毫米，分馏塔底线的腐蚀量为0.02毫米，吸收稳定塔底线的腐蚀量为0.02毫米，汽提塔的腐蚀量为0.02毫米，焦炭塔上部和下部的腐蚀量分别为0.01毫米和0.01毫米，原料油线和蜡油线的腐蚀量均为0.02毫米。
实施例2
该实施例用于说明本发明提供的高含酸原油的处理方法。
按照实施例1的方法对酸值含量为3.3毫克KOH/克的PL19-3号原油进行加工处理，不同的是，仅常减压蒸馏设备中常压塔、减压塔、常压炉和减压炉的材质与实施例1相同，表2中所示的其它部件或部位的材质为常规常减压蒸馏设备中所用的材质16MnR。加氢裂化设备中的加氢裂化反应器、高压分离器和低压分离器的材质同实施例1，其余部位的材质均为本领域常规使用的材质低合金钢板。延迟焦化设备除加热炉外，其它容器的材质均为碳素钢16MnR钢，管线的材质均为20#钢。
结果发现设备连续运转1年后，常压塔的塔顶至第40层塔盘之间的塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，第40层塔盘至塔底之间的塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，常压炉的对流管的腐蚀量为0.01毫米，常压炉的辐射管的腐蚀量为0.01毫米，减压塔塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，顶部第2层填料的腐蚀量为0.01毫米，剩余3层填料的腐蚀量为0.01毫米，减压炉的对流管的腐蚀量为0.01毫米，减压炉的辐射管的腐蚀量为0.01毫米，闪蒸塔塔体的腐蚀量为0.2毫米，塔顶封头的腐蚀量为0.2毫米，塔盘的腐蚀量为0.3毫米；常压汽提塔的塔体和塔盘的腐蚀量均为0.2毫米，减压塔顶回流罐的腐蚀量为0.2毫米，减压汽提塔的腐蚀量为0.3毫米，常减压塔顶空冷器管束的腐蚀量为0.4毫米，常减压塔进料器侧壳体的腐蚀量为0.5毫米，管束的腐蚀量为0.5毫米，减渣原油换热器减渣侧壳体和管束的腐蚀量均为0.5毫米，原油侧壳体和管束的腐蚀量均为0.6毫米，常压转油线和减压转油线的腐蚀量均为0.6毫米。加氢裂化反应器壳体的腐蚀量为0.03毫米，内件的腐蚀量为0.04毫米；高压分离器壳体的腐蚀量为0.01毫米，内件的腐蚀量为0.01毫米；低压分离器壳体的腐蚀量为0.009毫米，内件的腐蚀量为0.009毫米；氢气与加氢裂化产物换热器氢气侧壳体的腐蚀量为0.6毫米，加氢裂化产物侧的腐蚀量为0.6毫米，加氢裂化原料油与加氢裂化产物换热器的油进料侧壳体的腐蚀量为0.8毫米，加氢裂化产物侧的腐蚀量为0.6毫米；加氢裂化产物空冷器管端入口处的腐蚀量为0.8毫米；溶剂再生塔空冷器的腐蚀量为0.4毫米，脱硫化氢汽提塔空冷器的腐蚀量为0.4毫米，加氢裂化原料油加热炉的腐蚀量为0.4毫米，汽提塔加热炉的腐蚀量为0.4毫米，加氢裂化原料油线的腐蚀量均为0.8毫米。延迟焦化设备加热炉对流管的腐蚀量为0.01毫米，辐射管的腐蚀量为0.01毫米，辐射段进口线的腐蚀量为0.03毫米，辐射段出口线的腐蚀量为腐蚀量为0.01毫米，分馏塔塔体的腐蚀量为1毫米，塔盘的腐蚀量为1毫米，塔顶油气分离罐的腐蚀量为1毫米，分馏塔顶水冷器管束的腐蚀量为1毫米，空冷器管束的腐蚀量为1毫米，分馏塔底线的腐蚀量为1毫米，吸收稳定塔底线的腐蚀量为1毫米，汽提塔的腐蚀量为1毫米，焦炭塔上部和下部的腐蚀量分别为1毫米和1毫米，原料油线和蜡油线的腐蚀量均为1.1毫米。
实施例3
该实施例用于说明本发明提供的高含酸原油的处理方法。
按照实施例1的方法对酸值含量为3.5毫克KOH/克的PL19-3号原油进行加工处理，不同的是，常减压蒸馏设备的材质如表7所示，加氢裂化设备的材质如表8所示，且加氢裂化产物空冷器的管端入口处未衬钛，延迟焦化设备的对流管和辐射管的材质均为321H，辐射段进口线的材质为321，辐射段出口线的材质为316L。
表7
表8
结果发现，设备连续运转1年后，常压塔的塔顶至第40层塔盘之间的塔体的腐蚀量为0.02毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，第40层塔盘至塔底之间的塔体的腐蚀量为0.02毫米，塔盘的腐蚀量为0.02毫米，常压炉的对流管的腐蚀量为0.01毫米，常压炉的辐射管的腐蚀量为0.01毫米，减压塔塔体的腐蚀量为0.02毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米，顶部第2层填料的腐蚀量为0.01毫米，剩余3层填料的腐蚀量为0.01毫米，减压炉的对流管的腐蚀量为0.02毫米，减压炉的辐射管的腐蚀量为0.01毫米，闪蒸塔塔体的腐蚀量为0.01毫米，塔顶封头的腐蚀量为0.02毫米，塔盘的腐蚀量为0.01毫米；常压汽提塔的塔体和塔盘的腐蚀量均为0.01毫米，减压塔顶回流罐的腐蚀量为0.01毫米，减压汽提塔的腐蚀量为0.3毫米，常减压塔顶空冷器管束的腐蚀量为0.01毫米，常减压塔进料器侧壳体的腐蚀量为0.01毫米，管束的腐蚀量为0.01毫米，减渣原油换热器减渣侧壳体和管束的腐蚀量均为0.01毫米，原油侧壳体和管束的腐蚀量均为0.01毫米，常压转油线和减压转油线的腐蚀量均为0.01毫米。加氢裂化反应器壳体的腐蚀量为0.03毫米，内件的腐蚀量为0.04毫米；高压分离器壳体的腐蚀量为0.01毫米，内件的腐蚀量为0.01毫米；低压分离器壳体的腐蚀量为0.009毫米，内件的腐蚀量为0.009毫米；氢气与加氢裂化产物换热器氢气侧壳体的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化产物侧的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化原料油与加氢裂化产物换热器的油进料侧壳体的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化产物侧的腐蚀量为0.01毫米；加氢裂化产物空冷器管端入口处的腐蚀量为0.8毫米；溶剂再生塔空冷器的腐蚀量为0.01毫米，脱硫化氢汽提塔空冷器的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化原料油加热炉的腐蚀量为0.01毫米，汽提塔加热炉的腐蚀量为0.01毫米，加氢裂化原料油线的腐蚀量均为0.01毫米。延迟焦化设备加热炉对流管的腐蚀量为0.02毫米，辐射管的腐蚀量为0.02毫米，辐射段进口线的腐蚀量为0.04毫米，辐射段出口线的腐蚀量为腐蚀量为0.02毫米，分馏塔塔体的腐蚀量为0.02毫米，塔盘的腐蚀量为0.03毫米，塔顶油气分离罐的腐蚀量为0.02毫米，分馏塔顶水冷器管束的腐蚀量为0.02毫米，空冷器管束的腐蚀量为0.02毫米，分馏塔底线的腐蚀量为0.03毫米，吸收稳定塔底线的腐蚀量为0.02毫米，汽提塔的腐蚀量为0.02毫米，焦炭塔上部和下部的腐蚀量分别为0.02毫米和0.03毫米，原料油线的腐蚀量均为0.04毫米，蜡油线的腐蚀量为0.04毫米。
实施例4
该实施例用于说明本发明提供的高含酸原油的处理方法。
按照实施例3的方法对酸值含量为3.5毫克KOH/克的PL19-3号原油进行加工处理，不同的是，其中常减压蒸馏设备的316L中的Mo含量为2重量％。结果发现，设备连续运转1年后，使用该316L的部位的腐蚀明显较实施例3严重，腐蚀量均较实施例3严重50-80％。
Claims (30)
1.一种高含酸原油的处理方法，其特征在于，所述高含酸原油的酸值为3-5mgKOH/g，该方法包括将高含酸原油进行常减压蒸馏，得到塔顶气体组分、馏程为30℃至小于165℃的第一馏分油、馏程为165-360℃的第二馏分油、馏程为360-450℃的第三馏分油、馏程为450-520℃的第四馏分油、馏程为520-545℃的第五馏分油和馏程大于545℃的塔底渣油，将所述第一馏分油在催化重整条件下进行催化重整，将馏分油A或者馏分油B在加氢裂化条件下与加氢裂化催化剂接触进行加氢裂化，所述馏分油A为所述第二馏分油和第三馏分油，所述馏分油B为所述第二馏分油和第三馏分油以及至少部分第四馏分油，将所述第五馏分油或者所述第五馏分油和至少剩余部分第四馏分油在催化裂化条件下进行催化裂化，将所述塔底渣油进行延迟焦化。
2.根据权利要求1所述的处理方法，其中，所述常减压蒸馏在常减压蒸馏设备中进行，所述常减压蒸馏设备包括常压塔、对常压塔供热的常压炉、减压塔和对减压塔供热的减压炉，所述常压塔和减压塔各自包括塔体和塔盘，所述常压塔的塔盘的层数为40以上，所述常压炉和减压炉各自包括对流管和辐射管，所述常压塔的在第40层塔盘至塔顶之间的塔体的材质为蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种与碳素钢的金属复合材料，塔盘的材质为蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种；
所述常压塔的塔底至第40层塔盘之间的塔体的材质为316L和碳素钢的金属复合材料，第28-39层塔盘的材质为0Cr13材料，第1-28层塔盘的材质为316L；
所述减压塔的塔体的材质为316L与碳素钢的金属复合材料，所述减压塔的顶部2层填料的材质为316L材料，其它填料的材质为317L；
所述常压炉的对流管的材质为蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种，辐射管的材质为蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种；
所述减压炉的对流管的材质为蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种，辐射管的材质为蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中的一种或几种。
3.根据权利要求2所述的处理方法，其中，所述金属复合材料通过爆炸焊接法得到，用作所述常压塔的第40层塔盘至塔顶之间的塔体的材质的金属复合材料中，蒙乃尔合金、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507和SAF2304中一种或几种的总厚度为3-5毫米，用作所述常压塔的塔底至第40层塔盘之间的塔体的材质的316L和碳素钢金属复合材料中，316L的厚度为3-5毫米，用作所述减压塔的塔体的材质的316L与碳素钢的金属复合材料中，316L的厚度为3-5毫米。
4.根据权利要求2所述的处理方法，其中，所述常减压蒸馏设备还包括位于常压塔和/或减压塔的塔顶的空冷器，所述空冷器的管箱的材质为碳素钢，所述空冷器的管束的材质为钛、0Cr13、316L、SAF2205、SAF2507、SAF2304和蒙乃尔合金中的一种或几种。
5.根据权利要求2所述的处理方法，其中，所述常减压蒸馏设备还包括用于使减压渣油与原油进行换热的减渣原油壳程换热器，该减渣原油壳程换热器的壳体、管箱、管板的材质均为316L和/或304L与碳素钢的金属复合材料，管束的材质为316L和/或304L。
6.根据权利要求5所述的处理方法，其中，用作所述减渣原油壳程换热器的壳体、管箱、管板的材质的所述316L和/或304L与碳素钢的金属复合材料通过爆炸焊接法得到，且其中316L和304L的厚度为3-5毫米。
7.根据权利要求2-6中任意一项所述的处理方法，其中，所述316L中Mo含量不低于2.5重量％。
8.根据权利要求2所述的处理方法，其中，所述常压塔的塔板数为40-60块，塔顶温度为110-125℃，塔顶回流温度为30-60℃，进塔温度为350-370℃，所述减压塔的塔顶残压不大于3kPa，塔顶温度为不大于75℃，塔底温度为340-360℃，塔顶循环回流温度为35-40℃。
9.根据权利要求1所述的处理方法，其中，将馏分油A或者馏分油B进行加氢裂化的方法包括将馏程为165-360℃的第二馏分油在中压加氢裂化条件下进行加氢裂化，将馏程为360-450℃的第三馏分油和部分馏程为450-520℃的第四馏分油在高压加氢裂化条件下进行加氢裂化。
10.根据权利要求9所述的处理方法，其中，所述中压加氢裂化的条件包括温度为250-450℃，压力为10-15兆帕，液时空速为0.5-1.5小时-1，氢油体积比为100-1000；所述高压加氢裂化的条件包括温度为250-450℃，压力为12-20兆帕，液时空速为0.5-1.5小时-1，氢油体积比为100-1000。
11.根据权利要求1、9或10所述的处理方法，其中，所述加氢裂化在加氢裂化设备中进行，所述加氢裂化设备包括加氢裂化反应器、高压分离器和低压分离器，所述加氢裂化反应器的壳体的材质为含有铬钼钢、TP316L和TP309L的金属复合材料，所述加氢裂化反应器的内件的材质为TP316L，所述高压分离器的壳体的材质为含有铬钼钢、TP309L和TP316L的金属复合材料，所述高压分离器的内件的材质为TP316L，所述低压分离器的壳体的材质为抗氢致开裂低碳钢。
12.根据权利要求11所述的处理方法，其中，所述金属复合材料通过在铬钼钢表面堆焊TP309L和TP316L得到，用作加氢裂化反应器的壳体的材质中，所述TP316L堆焊层和TP309L堆焊层的厚度为4-7毫米，铬钼钢的厚度为205-280毫米，TP309L的厚度为3-4毫米；用作所述高压分离器的壳体的材质中，铬钼钢的厚度为180-200毫米，所述TP316L堆焊层和309L堆焊层的厚度为4-7毫米，TP316L的厚度为3-4毫米。
13.根据权利要求11所述的处理方法，其中，所述加氢裂化设备还包括加氢裂化产物空冷器，所述加氢裂化产物空冷器包括管箱和管束，所述管箱的材质INCOLOY825，所述管束的材质为INCOLOY825，所述管箱入口处衬有钛。
14.根据权利要求13所述的处理方法，其中，衬钛的长度为300-600mm。
15.根据权利要求11所述的处理方法，其中，所述加氢裂化设备还包括加氢裂化原料油线，所述加氢裂化原料油线包括与低于220℃的加氢裂化原料油接触的第一进料线、与温度为220-288℃的加氢裂化原料油接触的第二进料线、与温度高于288℃的加氢裂化原料油接触的第三进料线，所述第一进料线的材质为碳素钢，所述第二进料线的材质为316L和/或321，所述第三进料线的材质为316L。
16.根据权利要求11所述的处理方法，其中，所述加氢裂化设备还包括用于使氢气与加氢裂化产物之间进行换热的换热器，该换热器的材质为含有TP316L、TP309L和铬钼钢的金属复合材料。
17.根据权利要求11所述的处理方法，其中，用作该换热器的材质的所述金属复合材料通过在铬钼钢表面堆焊TP316L和TP309L得到，其中铬钼钢的厚度为200-280毫米，TP316L的厚度为3-4毫米，TP316L和TP309L的总厚度为4-7毫米。
18.根据权利要求11所述的处理方法，其中，所述加氢裂化设备还包括用于使加氢裂化原料油与加氢裂化产物之间进行换热的换热器，其中加氢裂化原料油侧的壳体的材质为含有TP316L、TP309L和铬钼钢的金属复合材料，折流板的材质为TP316L；加氢裂化产物侧的管箱的材质为含有TP316L、TP309L和铬钼钢的金属复合材料。
19.根据权利要求18所述的处理方法，其中，用作该换热器的材质的所述金属复合材料通过在铬钼钢表面堆焊TP316L和TP309L得到，其中铬钼钢的厚度为200-280毫米，TP316L的厚度为3-4毫米，TP316L和TP309L的总厚度为4-7毫米。
20.根据权利要求11所述的处理方法，其中，所述加氢裂化设备还包括加氢裂化原料油加热炉和汽提塔加热炉，所述加氢裂化原料油加热炉的材质为TP321和/或347，所述汽提塔加热炉的材质为T9、T11、Cr5Mo中的一种或几种。
21.根据权利要求9所述的处理方法，其中，该方法还包括将中压加氢裂化得到的重石脑油和高压加氢裂化得到的重石脑油与第一馏分油合并或不合并后在催化重整条件下进行催化重整，将高压加氢裂化得到的尾油与所述第五馏分油或者第五馏分油和至少剩余部分第四馏分油合并或不合并后在催化裂化条件下进行催化裂化。
22.根据权利要求1或21所述的处理方法，其中，所述催化裂化的条件包括反应温度为450-600℃，剂油体积比为1-10，反应时间为0.2-8秒，反应压力为300-500千帕。
23.根据权利要求1或21所述的处理方法，其中，所述催化重整的条件包括加权平均床层温度为480-520℃，压力为0.2-0.5MPa，体积空速为0.1-1.5h-1，氢油体积比为2-3。
24.根据权利要求9所述的处理方法，其中，该方法还包括将延迟焦化得到的蜡油作为高压加氢裂化的原料进行高压加氢裂化。
25.根据权利要求1或24所述的处理方法，其中，所述延迟焦化在延迟焦化设备中进行，所述延迟焦化设备包括加热炉、分馏塔和焦炭塔，所述加热炉包括对流管、辐射管、辐射段进口线、辐射段出口线，其中，所述对流管和辐射管的材质均为T9和/或321H，所述辐射段进口线的材质为1CrMo5和/或321，所述辐射段出口线的材质为P9和/或316L。
26.根据权利要求25所述的处理方法，其中，所述延迟焦化设备的焦炭塔包括上部和下部，所述上部为焦炭塔的顶端至泡沫层以下200毫米的区段，剩余区段为下部，所述上部的材质为405和/或410S与14Cr1MoR的金属复合材料，下部的材质为14Cr1MoR和/或15Cr1MoR。
27.根据权利要求26所述的处理方法，其中，所述金属复合材料由爆炸焊接法得到，405和410S的厚度为3-5毫米。
28.根据权利要求27所述的处理方法，其中，所述延迟焦化设备的分馏塔包括塔体和塔盘，且按照接触原料的温度从低至高所述分馏塔从上至下分为第一段、第二段和第三段，所述第一段的塔体的材质为碳素钢，塔盘的材质为410S；所述第二段的塔体的材质为碳素钢和410S的金属复合材料，塔盘的材质为304；所述第三段的塔体的材质为碳素钢和321的金属复合材料，塔盘的材质为321。
29.根据权利要求28所述的处理方法，其中，所述金属复合材料由爆炸焊接法得到，所述碳素钢和410S的金属复合材料中，410S的厚度为3-5毫米，所述碳素钢和321的金属复合材料中，321的厚度为3-5毫米。
30.根据权利要求26所述的处理方法，其中，所述延迟焦化的条件包括焦炭塔顶的操作压力为0.15-0.17MPa，加热炉出口温度为495-505℃，焦炭塔顶温度为420-440℃，分馏塔顶温度为110-120℃，分馏塔底温度为380-400℃，联合循环比为0.2-0.4。
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