FCC裝置再生立管輸送催化劑的影響因素

彭 威， 劉艷升， 黃炳慶， 向繼剛

(1.中國石油大學(xué)(北京) 重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249；2.中國石油 克拉瑪依石化公司，新疆 克拉瑪依 834003)

催化裂化裝置(FCCU)利用催化劑的循環(huán)進(jìn)行油氣反應(yīng)和催化劑的再生，因此催化劑循環(huán)的穩(wěn)定操作是油氣裂化反應(yīng)平穩(wěn)運(yùn)行的基本保證。其中，輸送立管是催化劑循環(huán)回路的主要組成部分之一[1]。一方面，立管承載著反應(yīng)器與再生器之間待生催化劑和再生催化劑的輸送，保障再生器催化劑燒焦的連續(xù)性并調(diào)節(jié)提升管部分的劑/油比；另一方面，立管出口具有鎖氣排料的功能，可以防止沉降器與再生器間氣相介質(zhì)互流[2]。立管輸送催化劑操作有2個(gè)特點(diǎn)：其一，立管內(nèi)的催化劑是依靠重力向下流動的，而立管內(nèi)氣體的流動方向取決于其在立管內(nèi)部的流態(tài)，或向下、或向上流動；其二，立管的入口壓力低、出口壓力高，催化劑流動屬于負(fù)壓差流動，因此必須在立管內(nèi)建立密相顆粒料封[3-6]。此外，立管的底部通常安裝滑閥用于調(diào)控催化劑的輸送量，但閥前堆積的催化劑由于脫氣效應(yīng)易于失流化，工業(yè)上通常采取向立管通入松動風(fēng)來改變催化劑的孔隙率，從而防止催化劑輸送操作的失效[2,7]。

依據(jù)床層表觀氣體速率對催化劑流態(tài)進(jìn)行劃分[2-3]：立管內(nèi)表觀氣體速率(ug，m/s)小于初始流化速率(umf，m/s)時(shí)，催化劑的流態(tài)為填充流態(tài)，立管內(nèi)無氣泡，壓力梯度低；當(dāng)表觀氣體速率大于初始鼓泡速率(umb，m/s)時(shí)，催化劑的流態(tài)為鼓泡流態(tài)，立管內(nèi)有氣泡形成，壓力梯度高；當(dāng)umf

很多研究者[4-11,15-18]在實(shí)驗(yàn)室小型裝置上研究了立管傾斜角度、催化劑粒度分布及松動風(fēng)量對立管軸向壓力分布的影響，總結(jié)了不同條件下立管內(nèi)顆粒流態(tài)的演變規(guī)律，對工業(yè)裝置有一定參考作用。但小型冷態(tài)實(shí)驗(yàn)的壓力、溫度和顆粒輸送量等參數(shù)與工業(yè)生產(chǎn)裝置的參數(shù)相差甚遠(yuǎn)，存在很大的放大誤差。

為此，筆者以某1.0 Mt/a FCC工業(yè)裝置上的再生立管為對象，通過測量再生立管軸向不同位置的壓力、滑閥的開度和壓降、提升管反應(yīng)溫度等數(shù)據(jù)，分析了立管內(nèi)催化劑的流態(tài)和松動風(fēng)對立管壓力分布、滑閥壓降及反應(yīng)溫度的影響。并建立了再生立管操作圖，提出了最佳松動風(fēng)量的概念，對立管輸送催化劑的操作調(diào)控有一定的指導(dǎo)意義。

1 立管的壓力測量

1.1 再生立管結(jié)構(gòu)和設(shè)計(jì)參數(shù)

某1.0 Mt/a高低并列式FCC裝置的提升管和再生立管結(jié)構(gòu)見圖1。其中，再生立管由2段斜管和1段垂直管構(gòu)成，上斜管傾角35°，長6.1 m；下斜管傾角32°，長9.8 m；垂直管長7.9 m。再生立管直徑為0.8 m，提升管直徑為1.0 m。在再生立管的7個(gè)軸向截面(Ci，i=1～7)上設(shè)置松動風(fēng)噴嘴，每個(gè)截面上設(shè)置3個(gè)，共21個(gè)。其中，在垂直立管段，每個(gè)截面上沿徑向均布3個(gè)松動風(fēng)噴嘴，徑向中心角均為120°，與軸向中心線夾角為30°；而斜管段的松動風(fēng)噴嘴靠近斜管底部，沿徑向并列布置，徑向中心角為60°，與斜管軸向中心線夾角為30°。松動風(fēng)介質(zhì)有2種，分別為1.0 MPa、260 ℃ 低壓蒸汽和2.0 MPa、常溫中壓氮?dú)狻?種介質(zhì)可以互相切換，現(xiàn)場安裝有松動風(fēng)流量控制閥，通過直徑為2～4 mm的限流孔板或控制閥來控制松動風(fēng)量。

圖1 再生立管和提升管結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of regeneration standpipe and riserEL—Elevation； C1-C7—Cross sections of standpipe

表1為再生立管的設(shè)計(jì)參數(shù)。由表1可知：立管內(nèi)催化劑流態(tài)設(shè)計(jì)為理想的流態(tài)；滑閥前(C1～C6)溫度為700 ℃時(shí)，催化劑密度為510 kg/m3；滑閥后(C7)溫度為680 ℃時(shí)，催化劑密度為350 kg/m3；沿立管從上至下，軸向壓力逐漸增大，不同截面間壓力梯度相等。

表1 再生立管設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Designed parameters of regeneration standpipe

1.2 催化劑特性

FCC裝置在生產(chǎn)過程中使用過2種催化劑，分別為蘭州催化劑廠的LZR-30催化劑與長嶺催化劑廠的MAC催化劑，其物性數(shù)據(jù)列于表2。由表2可知，2種催化劑均為高堆比催化劑，顆粒粒度分布相差不大，但LZR-30催化劑的堆積密度和平均顆粒尺寸(Average particle size, APS)大于MAC催化劑的。

表2 催化劑物性Table 2 Physical properties of different catalysts

1.3 測量方法與儀器

在進(jìn)料量為120 t/h、不同催化劑下，記錄不同反應(yīng)溫度(490～540 ℃)時(shí)對應(yīng)的再生滑閥開度和再生滑閥壓降。同一時(shí)間，在C1～C7每個(gè)截面上選擇一個(gè)松動噴嘴，沿軸向逐個(gè)進(jìn)行壓力測量；然后通過調(diào)節(jié)限流孔板尺寸或松動風(fēng)流量控制閥，來改變松動風(fēng)流量進(jìn)行壓力測量。采用北京康斯特儀表科技公司的ConST211數(shù)字壓力表測量壓力，量程0～400 kPa，測量頻率1 Hz，測量時(shí)間120 s。現(xiàn)場測量壓力數(shù)值均為表壓。所有關(guān)于滑閥壓降、滑閥開度與反應(yīng)溫度的關(guān)系數(shù)據(jù)都是在再生溫度和原料加工量不變的前提下測得的。

2 結(jié)果與討論

2.1 立管的軸向壓力分布

圖2為以MAC為催化劑、松動風(fēng)類別和流量不同時(shí)再生立管軸向壓力分布曲線。其中，pi為立管入口壓力；ps為再生滑閥前壓力；po為再生滑閥出口壓力，單位均為kPa。由于現(xiàn)場操作條件與設(shè)計(jì)條件不同，立管操作的實(shí)際壓力與設(shè)計(jì)壓力之間存在一定的差異。現(xiàn)場的pi為188 kPa，po為210 kPa，與設(shè)計(jì)值基本吻合，但ps為250～278 kPa，與設(shè)計(jì)值偏差較大。

在圖2中，pi取決于催化劑再生壓力和密相床層靜壓，其變化不大。沿立管從上至下，軸向壓力逐漸增大，但不同條件下ps與設(shè)計(jì)值相差較大，主要受立管內(nèi)催化劑流態(tài)的影響；從立管壓力梯度的變化可知，立管中上部(12～24 m)催化劑流態(tài)為鼓泡流態(tài)，壓力梯度大；下部(8～12 m)出現(xiàn)了填充流，壓力梯度減小，主要受松動風(fēng)流量和松動風(fēng)性質(zhì)的影響，不同條件下的ps值不同。通過滑閥后，提升管底部壓力降低至205～210 kPa，主要是受到了反應(yīng)壓力的影響。

圖2 立管壓力分布曲線Fig.2 Pressure distribution profiles in the standpipepi—Inlet pressure of standpipe (C1)；ps—Pressure before valve (C6)；po—Outlet pressure of standpipe (C7)

立管內(nèi)壓力梯度、滑閥前壓力和滑閥壓降及穩(wěn)定性等參數(shù)反映了催化劑的流態(tài)和松動風(fēng)的效果[1,7]。由圖2可以看出，當(dāng)松動風(fēng)流量相同時(shí)，氮?dú)馑蓜有Ч麅?yōu)于蒸汽，因?yàn)橐缘獨(dú)馑蓜訒r(shí)立管軸向壓力增幅大，滑閥前壓力和滑閥壓降高。當(dāng)以氮?dú)鉃樗蓜咏橘|(zhì)時(shí)，隨著氮?dú)饬髁康脑黾樱⒐茌S向壓力和滑閥壓降先增大后減小；標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下，當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁繛?40 m3/h時(shí)ps最大，為275 kPa。當(dāng)蒸汽為松動介質(zhì)時(shí)，隨蒸汽流量增加，立管軸向壓力和滑閥壓降也先增大后減小；當(dāng)蒸汽流量為600 m3/h時(shí)ps最大，為268 kPa。

2.2 松動風(fēng)流量對滑閥壓降和反應(yīng)溫度的影響

圖3為保持其他截面的松動氮?dú)饬髁坎蛔儯淖兓y前C6截面氮?dú)饬髁繉υ偕y壓降的影響。由圖3可知：當(dāng)C6截面氮?dú)饬髁繛?時(shí)，滑閥壓降約15 kPa；隨著氮?dú)饬髁吭黾樱y壓降逐漸增大；當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁繛?0 m3/h時(shí)，滑閥壓降升至62 kPa；但當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁砍^40 m3/h后，滑閥壓降快速下降，當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁繛?0 m3/h時(shí)，滑閥壓降降至23 kPa；繼續(xù)增大氮?dú)饬髁浚y壓降不斷減至10 kPa以下。

圖3 氮?dú)饬髁繉y壓降的影響Fig.3 Effect of nitrogen flow rate on Δp of slide valve

圖4為氮?dú)饬髁繉μ嵘芊磻?yīng)溫度的影響。由圖4可知:不同氮?dú)饬髁肯拢嵘芊磻?yīng)溫度的波動幅度和波動周期不同；隨著氮?dú)饬髁吭龃螅磻?yīng)溫度的波動幅度擴(kuò)大、波動周期延長。標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下，當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁繛?50 m3/h時(shí)，提升管反應(yīng)溫度波動幅度達(dá)±3 ℃，波動周期增至約200 s。提升管反應(yīng)溫度的波動代表了立管中催化劑循環(huán)量的波動：當(dāng)催化劑質(zhì)量流率增大，提升管反應(yīng)溫度升高；反之，則提升管反應(yīng)溫度降低。這是因?yàn)榈獨(dú)饬髁吭龃髸r(shí)，立管內(nèi)氣泡數(shù)量增多，并伴隨著氣泡的不斷長大與破裂[3]，催化劑的質(zhì)量流率變得不穩(wěn)定，導(dǎo)致反應(yīng)溫度的波動幅度增大。

圖4 氮?dú)饬髁繉Ψ磻?yīng)溫度的影響Fig.4 Effect of nitrogen flow rate on reaction temperature

2.3 滑閥的壓降分析

滑閥壓降可以采用孔口壓降方程計(jì)算[1-2]，如式(1)所示：

Δp=Gs2(At/A)2/[2CD2ρp(1-ε0)]

(1)

式(1)中:Δp為滑閥壓降(Δp=ps-po)，kPa；Gs為催化劑質(zhì)量流率，kg/(m2·s)；At為立管橫截面積，m2；A為滑閥實(shí)際流通面積，m2；ρp為700 ℃時(shí)催化劑顆粒密度，kg/m3；ε0為滑閥上方顆粒間空隙率；CD為系數(shù)。

Δp的大小反映了立管內(nèi)輸送催化劑的推動力、料封能力，及滑閥調(diào)節(jié)催化劑循環(huán)量的能力。由式(1)可知，Gs減小、ε0減小或A增大，均可以使滑閥壓降減小。一般情況下，F(xiàn)CC裝置通過儀表自動控制系統(tǒng)監(jiān)視提升管反應(yīng)溫度的變化，調(diào)整再生滑閥開度，保持反應(yīng)溫度穩(wěn)定。如：提升管溫度降低時(shí)，滑閥開度增大，催化劑循環(huán)量提高，反應(yīng)溫度會升高；然而，隨著滑閥開度增大，會導(dǎo)致滑閥壓降急劇下降。圖5為立管再生滑閥開度和壓降隨提升管反應(yīng)溫度變化的關(guān)系曲線。由圖5可知，當(dāng)提升管反應(yīng)溫度高于515 ℃時(shí)，滑閥壓降快速降低。

圖5 滑閥開度及滑閥壓降隨反應(yīng)溫度變化的曲線Fig.5 Relationship of slide valve opening value and Δpwith reaction temperatures

2.4 立管內(nèi)催化劑流態(tài)分析

再生立管內(nèi)部氣體的分布示意圖如圖6所示。其中，輸入氣體主要有再生催化劑自密相床層進(jìn)入立管時(shí)夾帶的煙氣(流量為Qflue gas)、立管通入的松動風(fēng)(流量為Qnitrogen)；排出氣體主要包括催化劑通過滑閥時(shí)攜帶的氣體(流量為Qvalve)和立管入口脫出氣體(流量為Qdesorption)。則立管內(nèi)氣相平衡方程為：Qflue gas+Qnitrogen=Qdesorption+Qvalve。

催化劑攜帶的氣體體積流量Q(m3/s)的計(jì)算通式見式(2)[2]：

Q=1000(1/ρ-1/ρskeletal)

(2)

式(2)中：ρ為氣-固混合密度，kg/m3；ρskeletal為催化劑骨架密度，kg/m3。由式(2)可知：

Qflue gas=1000(1/ρdense-1/ρskeletal)

(3)

Qvalve=1000(1/ρvalve-1/ρskeletal)

(4)

圖6 立管內(nèi)氣體分布Fig.6 Gas distribution in the standpipeC1-C7—Cross sections of standpipe

式中：ρdense為700 ℃時(shí)密相床層密度，kg/m3；ρvalve為 680 ℃ 時(shí)滑閥前氣-固混合密度，kg/m3。由于再生滑閥的節(jié)流作用，滑閥前氣-固混合密度一般大于立管入口密相床層密度[2](即ρvalve>ρdense)，因此Qflue gas>Qvalve；又因?yàn)镼nitrogen為通入的氮?dú)饬髁浚瑒tQdesorption=Qnitrogen+Qflue gas-Qvalve>0，即從立管入口脫出的氣體是向上流動的。此時(shí)，不同截面氮?dú)饪偭髁?QCi)為上一截面氮?dú)饪偭髁?QC(i+1))與該截面通入氮?dú)饬髁?qCi)之和，即：QCi=QC(i+1)+qCi。

表3為FCC裝置運(yùn)行現(xiàn)場記錄的立管操作參數(shù)。

表3 立管操作參數(shù)Table 3 Operation parameters in the standpipe

由表3可計(jì)算立管內(nèi)不同截面氮?dú)饪偭髁俊６⒐軆?nèi)不同截面氮?dú)獗碛^速率(uCi，m/s)計(jì)算如式(5)：

uCi=QCi/At

(5)

根據(jù)式(5)計(jì)算結(jié)果得到立管內(nèi)氮?dú)獗碛^速率分布，見圖7。由圖7可知：沿立管從上至下，氣體表觀速率逐漸減小；C1～C4截面間氣體表觀速率大于0.15 m/s，催化劑流態(tài)為鼓泡流；C5截面氣體表觀速率為0.1 m/s，催化劑流態(tài)為散式流化態(tài)；C6截面氣體表觀速率為0.04 m/s，催化劑流態(tài)容易形成填充流態(tài)。

圖7 立管內(nèi)氮?dú)獗碛^速率分布Fig.7 Distribution of apparent gas velocity in the standpipe

滑閥前壓力(ps)的計(jì)算公式為[2]：

ps=pi+ρp(1-ε)gh-Δpf

(6)

式(6)中:ε為空隙率；g為重力加速度，m/s2；h為立管入口至滑閥前的垂直高度，m；Δpf為催化劑顆粒間及顆粒與器壁間產(chǎn)生的摩擦損失壓降，kPa。Δpf隨著催化劑的密度增加而增大，尤其是催化劑流態(tài)接近填充流時(shí)Δpf急劇增大[2]。依據(jù)立管表觀氣體速率計(jì)算結(jié)果，當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁繛?00 m3/h時(shí)，立管下部催化劑流態(tài)為填充流，則ps小；當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁吭鲋?40 m3/h時(shí)，催化劑流態(tài)由填充流變?yōu)樯⑹搅骰瘧B(tài)，摩擦阻力降低，因而ps增大；繼續(xù)增加氮?dú)饬髁浚呋瘎┝鲬B(tài)由散式流化態(tài)變?yōu)楣呐萘鲬B(tài)，ps增大；但當(dāng)?shù)獨(dú)饬髁吭龃笾?00 m3/h后，立管內(nèi)氣泡形成連續(xù)相，ε過大，ps降低。

流化介質(zhì)特性對流化床層最大穩(wěn)定膨脹率(MSER)[19]的影響如式(7)所示。

(7)

式(7)中：ρg為700 ℃時(shí)氣體密度，kg/m3；μ為 700 ℃ 時(shí)氣體黏度，Pa·s；w45為催化劑中粒徑小于45 μm顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；dp為催化劑平均粒徑，μm。MSER越大，表示床層處于散式流化態(tài)時(shí)氣體表觀流速范圍越寬，不易形成填充流。標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下，氮?dú)夂驼羝w積流量相同時(shí)，氮?dú)獾拿芏雀蟆ざ雀撸蚨鳰SER大，立管下部不易形成填充流，因此ps和Δp大。另外，氮?dú)鈮毫Ω哂谡羝瑲怏w動量大，射流區(qū)域長[2]，利于流化。

依據(jù)最佳松動風(fēng)流量、滑閥壓降和反應(yīng)溫度的關(guān)系建立再生立管操作控制圖如圖8所示。反應(yīng)溫度一定時(shí)，滑閥壓降達(dá)到最大值時(shí)的松動風(fēng)流量稱為最佳松動風(fēng)流量。在圖8中，反應(yīng)溫度490 ℃、最佳松動風(fēng)流量500 m3/h時(shí)，最大滑閥壓降為70 kPa；反應(yīng)溫度增至510 ℃時(shí)、最佳松動風(fēng)流量為520 m3/h，此時(shí)最大滑閥壓降為56 kPa。根據(jù)本研究優(yōu)化的最佳松動風(fēng)流量、滑閥壓降、反應(yīng)溫度等參數(shù)間的聯(lián)系建立的再生立管操作控制圖，當(dāng)反應(yīng)溫度、滑閥壓降等參數(shù)變化時(shí)，可以及時(shí)調(diào)整最佳松動風(fēng)流量，保障立管輸送催化劑的平穩(wěn)運(yùn)行，取得良好的裝置操作控制效果。

圖8 再生立管操作控制圖Fig.8 Operation diagram of the regeneration standpipe

3 結(jié) 論

在1.0 Mt/a FCC工業(yè)裝置上，通過測定不同松動風(fēng)流量時(shí)再生立管軸向壓力的分布及反應(yīng)溫度的變化，得出以下結(jié)論：

(1)立管內(nèi)的氣體表觀速率影響催化劑流態(tài)。松動風(fēng)流量小于540 m3/h時(shí)，立管內(nèi)表觀氣體速率范圍為0.04～0.9 m/s，滑閥前催化劑流態(tài)為填充流。填充流的出現(xiàn)是立管壓力梯度和滑閥壓降降低的主要原因。

(2)滑閥前表觀氣速大于初始鼓泡氣速時(shí)，催化劑流態(tài)為鼓泡流態(tài)，立管內(nèi)氣泡增多，影響催化劑下料，造成反應(yīng)溫度大幅度波動。立管操作過程中，要及時(shí)調(diào)整滑閥前松動風(fēng)流量，使催化劑流態(tài)保持為理想的散式流化態(tài)。另外，采用密度和黏度大的流化介質(zhì)，床層MSER值更大，利于催化劑輸送。

(3)根據(jù)最佳松動風(fēng)流量、滑閥壓降、反應(yīng)溫度等參數(shù)的優(yōu)化結(jié)果建立的再生立管操作控制圖，有利于裝置運(yùn)行中對不同工況時(shí)立管的操作參數(shù)以及最佳松動風(fēng)流量及時(shí)進(jìn)行調(diào)節(jié)，保障裝置平穩(wěn)運(yùn)行。