催化裂化煙機振動高原因分析及改進措施

李海林

(中國石化 海南煉油化工有限公司,海南 儋州578101)

某煉化企業2.8Mt/a重油催化裂化裝置煙機-主風機組為煙機主風機電機三機組形式,煙機采用單級懸臂式煙氣輪機,其型號為YL-25000A,設計煙氣流量5450Nm3/h,入口溫度660 ℃,入口壓力0.385MPa,轉速3781rpm。機組總貌圖及測點布置如圖1所示。該機組在2019年4月至2021年3月運行期間,煙機軸振動測點XISA1511～1514振動呈現逐步上升趨勢,其中輪盤端(非聯軸端)測點XISA1512振動相對較高,由開機運行的43μm逐漸上升至達到56μm報警值。通過兩次煙機運行故障現象,結合機組狀態分析及工藝運行情況,對機組進行改造優化后,機組開機運行情況良好,提高了裝置運行經濟效益。

圖1 機組總貌及測點布置

1 機組運行振動及狀態分析

催化煙機自2019年4月20日開機運行至2021年3月19日,共有兩次振動升高情況,現分別介紹兩次運行狀態。

1.1 第一次振動高

2019年4月20日開機后運行轉速達到工作轉速后,XISA1513、XISA1514振動上升明顯,XISA1513由16.29μm上升至46.63μm,XISA1514由20.93μm上升至49.90μm,XISA1511、XISA1512振動也分別達到47.5μm和36μm。該機組運行一周后XISA1514通道振動明顯上升并達到報警狀態,振值達到61.42μm(報警值56μm)。振動趨勢如圖2所示。

圖2 煙機振動趨勢

1.1.1 頻譜分析

(1)開機振動趨勢如圖3所示,低速暖機階段XISA1511、XISA1512、XISA1513、XISA1514振動偏高,XISA1511振值達34.6μm、XISA1512振值達33.72μm,轉子整體振值平穩,無異常波動。之后隨著轉速的升高,煙氣流通量增加,振動繼續上升;轉速達到額定轉速后,提高潤滑油壓力,XISA1513、XISA1514振動出現明顯降低。

(2)振動頻譜如圖4所示, XISA1511～1514頻譜圖都以一倍頻占主導。XISA1511～1512伴豐富的高次諧頻,諧頻峰值相對高。XISA1513～1514頻譜圖清晰,無諧頻。

圖4 XISA1511/12/13/14頻譜圖

1.1.2 分析結論

第一次振動分析結論如下:

(1)開機階段轉子存在熱彎曲,轉子運行振動偏高,聯軸端振動表現明顯。

(2)聯軸端油膜剛度不足。

(3)煙機輪盤端軸承箱油封有碰磨。

1.2 第二次振動高

自2020年3月至2021年2月,煙機軸振動XISA1511～1514隨運行呈現逐步上升趨勢。其中煙機對輪端測點XISA1513由19.33 μm緩慢上漲至19.95μm;XISA1514由31.65 μm緩慢上漲至55.04μm左右波動運行;輪盤端測點XISA1511由37.79 μm緩慢上漲至58.40μm,XISA1512由43μm逐漸上升至69.90μm(報警值56μm)后,停機檢修;振動趨勢如圖5所示。

圖5 煙機振動歷史趨勢

1.2.1 頻譜分析

(1)如圖6 a)所示,煙機輪盤側振動XISA1511～1512波形圖為較清晰的正弦波。

(2)如圖6 b)所示,煙機輪盤端軸振動測點XISA1511/ISA1512,振動主要為一倍頻工頻振動,頻譜中存在少量分頻諧波,諧波振動分量低;XISA1513/14頻譜中基本無諧波分量,均為一倍頻振動。頻譜圖中無0.8倍頻,排除喘振情況;無0.4～0.48倍頻,排除轉子油膜渦動[1]。

圖6 各振動測點波形和頻譜圖

(3)由相位圖7a)可知,隨著振動變化,測點XISA1511和XISA1512相位角未發生變化,且振動值隨著時間推移逐漸增加,可以判斷出,隨著煙機轉子運轉時間增長,轉子的動不平衡量在逐漸增加,進而導致振動逐漸升高。

圖7 XISA1511/12相位和一倍頻軸心軌跡圖

(4)圖7 b)所示為XISA1511、XISA1512一倍頻軸心軌跡圖,軸心軌跡為微橢圓形,未出現8字形、香蕉形和雙環橢圓形,且橢圓度不大,進動方向為正進動,排除轉子運行不對中和油膜渦動因素。

1.2.2 振動分析結論

第二次振動分析結論如下:

(1)轉子軸系運轉穩定。

(2)轉子運行無碰磨和轉子彎曲,振動逐漸升高為轉子不平衡量均勻增加所致。

(3)轉子在軸瓦內渦動良好,運行穩定,排除轉子油膜渦動。

2 機組拆解驗證

按計劃催化煙機停機檢修,拆解情況如下:

(1)拆煙機入口短節、導流錐、煙機氣封檢查發現:煙機靜葉、轉子動葉結垢較明顯,動葉內弧面結整片垢層;煙機氣封無異常,氣封孔無嚴重堵塞(圖8所示)。

圖8 靜葉導流板垢層、動葉圍帶垢層、動葉內弧面結垢、氣封無異常

(2)對轉子跳動、殼體端面垂直度、同心度、氣封間隙進行檢查[2],測量值如表1～表5所示,數據均在正常范圍。

表2 端面垂直度

表3 圓周同心數據

表4 氣封環I半徑間隙

表5 氣封環Ⅱ半徑間隙

(3)軸瓦接觸檢查,煙機徑向軸瓦和止推軸瓦接觸情況超過總面積70%,軸瓦接觸良好,進一步排除由于軸瓦接觸不良導致運行潤滑不良,引發煙機振動高的情況。

拆解結論如下:

(1)機組動靜葉、氣封配合部件無明顯異常,動靜葉結垢嚴重是導致機組振動升高的主因。

(2)轉子軸系各部位無嚴重彎曲,不是機組振動主因。

(3)氣封無磨損,軸瓦與軸系配合度良好,不是導致機組振動主因。

3 工藝運行分析

該催化裝置再生部分流程為催化劑經再生器燒焦后的高溫煙氣經再生器旋風分離器分離后進入三旋,經三旋使催化劑和煙氣進一步分離,分離后帶有少量催化劑細粉的高溫煙氣進入煙機做功。影響煙機組正常運行的因素主要為煙機入口溫度、壓力、入口流量及煙機入口粉塵濃度,工藝運行做如下分析。

3.1 工藝運行參數

煙機工藝運行參數如圖9所示,進再生器主風量、煙機入口溫度、壓力、煙機出口溫度、壓力在運行期間較平穩,無大幅度波動或超過設計值點。排除煙機超設計參數運行引故障。

圖9 煙機工藝參數運行曲線

3.2 煙機運行參數與設計參數對比

煙機設計參數如下:

主風機風量:5500Nm3/min;煙氣流量:5450Nm3/min;煙機入口壓力:0.385MPa (A);入口溫度:660 ℃;出口壓力:0.0118MPa(A); 出口溫度:480 ℃。

根據煙機理論功率計算式[3]

(1)

式中:Ne——煙機功率,kW;Qe——煙氣流量,Nm3/min;Te1——煙機入口溫度,K;Te2——煙機入口溫度,K;ke——煙氣絕熱指數, 取1.372(根據煙氣組成);Pe1——煙機入口壓力,MPa(a);Pe2——煙機出口壓力,MPa(a);ηe——煙機絕熱效率;ηbm——機械效率;0.98。

由式(1)可以計算得出煙機原設計理論做功率為Ne=23830kW。

而實際運行參數情況如下:

主風機風量:5250Nm3/min;煙氣流量:5150Nm3/min;煙機入口壓力:0.265MPa (A);入口溫度:660 ℃;煙機出口壓力:0.015MPa (A);出口溫度:480 ℃。

實際主風機理論耗功計算如下:

(2)

(3)

(4)

式中:Nb——主風機功率,kW;Qb——主風流量,Nm3/min;Tb1——風機入口溫度,K;Tb2——風機入口溫度,K;kb——空氣絕熱指數;1.4/1.414;Pb1——風機入口壓力,MPa(a);Pb2——風機出口壓力,MPa(a);ηpol——風機多變效率;ηbm——機械效率,0.98;m——多變指數,T、P不變,m隨ηpol增加非線性減小。

由式(2)～式(4)計算可知,實際運行主風機組運行理論耗功為Nb=23710kW。

從以上計算可知,煙機設計功率(23830kW大于主風機實際運行最大耗功(23710kW),按照能量守恒原則,主風機做功應為催化裂化反應耗功、系統損失及煙機做功之和,主風機理論耗功應大于煙機做功能力,故此煙機設計參數偏大,實際運行煙氣量及煙機入口壓力均無法達到設計值,導致煙機入口蝶閥不能全開,煙機絕熱效率及回收功率低于設計值,煙氣停留時間長,更易結垢。

3.3 煙機入口粉塵含量

正常生產運行中,煙機入口煙氣中粉塵含量是影響煙機長周期運行的重要因素,根據中石化近年統計,煙機故障停機的75%與煙機結垢有關[4]。統計數據分析表明:顆粒濃度越高,結垢幾率越大;顆粒度小于50mg/m3時,不發生結垢;顆粒濃度高于190mg/m3時,結垢幾率為100%。由此以2020年至2021年為例,對該年度煙氣入口粉塵含量及催化劑使用情況進行分析如下。

(1)新鮮劑使用

以2020年做分析,該催化裂化裝置新鮮劑由于原料中Fe含量高,平衡劑上Fe含量最高達12000μg /g為增加應對原料性質劣化性,增加抗金屬組元更換為某催化劑公司司生產的CMT-1HN型催化劑,查新鮮劑粒度分布情況可知,2020年新鮮劑粒度分布較穩定,0～40μm維持在9～13μm之間,20～40μm維持在8～12μm之間,40～80μm基本維持在40～44μm之間,新鮮劑粒度分布較穩定,對煙機結垢產生影響有限。

(2)助劑使用

催化劑細粉靜電吸附作用以及平衡催化劑上鈣,鐵等離子含量過高是催化劑細粉結垢的成因。從流體力學角度講,與常規催化劑顆粒A類粒子不同,小于10μm的固體顆粒(屬于c類粒子)本身由于分子間范德華力作用,粘結性強,不易流動,增加煙機結構風險。催化劑性質中對煙氣中細粉含量影響較大的因素還有磨損指數,當系統中加入其他催化反應助劑后,會由于主劑與助劑在配方、制造工藝上的不同,三者間的理化性質存在一定程度的差異,當幾種催化劑在反再系統并存時,助劑與主催化劑在粒徑分布、磨損指數與新鮮劑的偏差,會導致催化劑之間的磨損加快,細粉變多,可能是導致煙機結垢的影響因素之一[5]。

2020年度加注情況及煙機入口粉塵濃度如表6～表8所示,該年度丙烯助劑和脫硝助劑較大加注期集中在4月、5月、6月三個月,同時上述三個月現場測得三旋出口煙氣粉塵濃度分別為190.9 mg/m3、190.1 mg/m3、197.1 mg/m3,判斷助劑的使用對煙機入口煙氣粉塵濃度升高存在影響,進而可能導致煙機結垢傾向增加。

表6 丙烯助劑加注情況統計表

續表

表7 脫硝助劑加注情況統計表

表8 年度煙機入口煙氣粉塵濃度統計表

4 結論

綜合上述分析總結,煙機振動高的主要原因如下:

(1)煙機設計裕量過大,與工藝運行參數不匹配,入口蝶閥無法全開,增加機組結垢速度。

(2)高溫環境下轉子可能發生熱彎曲變形,會導致軸系振動不穩,輪盤端軸承箱油封處存在碰磨。

(3)轉子聯軸端油膜剛度不足。

(4)煙機入口粉塵含量偏高,煙機運行結垢導致振動上升。

5 改進措施

針對上述分析結論,利用檢修期間進行如下優化。

(1)增加機組暖機時間,保證機組各部件緩慢溫升,改善轉子熱彎,避免升溫階段的動靜輕微碰磨。

(2)對聯軸端軸瓦供油改造,徑向瓦和止推瓦單獨供油,改善驅動端徑向瓦油膜支撐剛度。

(3)按照實際運行參數,對煙機與工藝匹配情況重新核算,對轉子動、靜葉流通量重新核算改造。

(4)改善煙機運行環境,對催化三旋旋風分離器進行優化改造來降低煙機入口煙氣粉塵濃度。

(5)相關統計證明,煙機輪盤冷卻蒸汽量對煙機結垢有直接影響,部分企業可以控制在1t/h以內。本臺煙機輪盤冷卻蒸汽量約為1.7t/h,原設計正常工作流量為1.2t/h,一定程度上增加煙機結垢傾向。為進一步降低煙機輪盤冷卻蒸汽量,對煙機轉子進行葉根保護技術改造[6],在原有輪盤葉根部位增加幅板,與幅板內側相配合的靜葉組件上增加蜂窩密封,使蒸汽在整個輪盤部位形成蒸汽腔,提高蒸汽輪盤冷卻效率,降低輪盤冷卻蒸汽用量。同時有效降低了蒸汽進入動葉流道,進而有效降低了動葉結垢。改造后煙機輪盤冷卻蒸汽用量為0.8 t/h,減少了蒸汽損耗,提升了運行效益。

(6)工藝方面,建議改善提升管操作,選用低速霧化效果好的噴嘴;控制再生器溫度,保證汽提、提升效果下優化反應再生操作條件,控制水蒸氣量,減少催化劑熱崩造成的破碎,努力降低煙氣進入煙機的粉塵含量,同時加強催化三旋出口煙氣分析。另外,優化催化新鮮劑和助劑使用配方,改善FCC催化劑篩分組成和耐磨性能,降低新鮮劑細粉含量,在保證流化情況下新鮮催化劑中小于20μm組分不大于 3%(w) 。

(7)由于轉子使用周期較長,轉子軸頸處的測振帶是否存在粗糙度超標,建議檢修時對測振帶檢查修復。

6 改造后運行情況

機組改造后開機,煙機振動XISA1511為50.4μm,XISA1512 為52.5μm,XISA1513為28.5μm,XISA1514為29.3μm,煙機運行平穩,振動趨勢穩定(圖10所示)。

圖10 機組開機運行情況