催化裂化裝置再生立管輸送催化劑不暢的原因分析

彭 威，王 進，齊宏偉，王麗婧，史新云

(1.中國石油克拉瑪依石化公司，新疆 克拉瑪依 834003；2.中國石油新疆油田公司儲運公司)

2002年裝置開始出現再生滑閥壓降低、反應溫度波動等問題。再生滑閥壓降低不利于兩器的安全平穩運行，兩器壓力波動較大時會造成油氣互竄，有爆炸風險；反應溫度波動較大不利于重質原料組分的霧化，沒有得到充分霧化的油滴會吸附于反應器內設備表面生成焦炭，不利于裝置長周期運行。2014年11月裝置由于反應器沉降器焦塊脫落堵塞待生滑閥通道，造成裝置停車檢修15天，嚴重地影響了裝置的加工負荷。本文主要討論影響FCC裝置再生斜管流化的因素，對FCC再生立管輸送催化劑不暢的原因進行分析，以提出相應的解決方法。

1 再生工藝和再生立管結構

1.1 再生工藝中的立管操作

圖1 帶燒焦罐的兩段再生工藝

再生立管輸送催化劑的操作對于保證提升管反應器的操作和輕油產品的收率至關重要，一方面是提供油氣反應需要的活性催化劑，另一方面是維持提升管內的反應溫度[1-2]。但是，再生立管的穩定操作受到多種因素的影響，如立管的幾何結構、機械設計、松動風的設計、催化劑的物性等，有時難以控制，由此造成了某些催化裂化裝置再生立管常常出現不同程度的輸送催化劑不暢的問題[3-9]。其后果是原料油裂化反應所需的劑油比不達標或熱量不足，直接影響到產品收率。此外，原料油難以保證較好的油劑接觸狀態，容易在提升管反應器器壁上結焦，反應溫度不能維持穩定，兩器催化劑料位波動幅度大，甚至造成催化劑的跑損。

1.2 再生立管結構

圖2為再生立管結構和松動風位置。再生立管底部安裝有再生滑閥，滑閥前的壓力ps代表立管的推動力，滑閥前后的壓力差Δpv=ps-po是滑閥的壓降。整個再生立管由兩段傾斜管和一段垂直管構成，直徑800 mm。上斜管部分傾角35°，長度6.13 m；下斜管部分傾角32°，長度9.84 m，垂直管部分長度7.90 m；再生立管設置了6層松動風(如圖2所示，現場標注C01～C06，C01有4個蒸汽噴嘴，C02～C06各有3個蒸汽噴嘴，共19個松動點)，采用1.1 MPa、260 ℃蒸汽作松動風，采用直徑2 mm的限流孔板控制松動風的流量。

2 再生立管輸送催化劑不暢的特點

2.1 輸送催化劑不暢的現象

再生立管輸送催化劑不暢的主要特點是反應溫度波動和再生立管振動，更直接的表現形式是再生立管滑閥前的推動力不足。再生滑閥開度為48%～53%時，設計推動力為80 kPa以上，而實際為15～20 kPa；再生滑閥設計壓降為60～80 kPa，實際操作壓降很小，有時僅為0～5 kPa。操作中提升管的反應溫度波動較大，為±3 ℃以上，波動延續時間為3～6 h；兩器催化劑的藏量發生不穩定的波動，達2%～5%，有時需要將再生滑閥暫時改成手動，甚至降低處理量。同時再生立管發生明顯的低頻機械振動，幅值達2～5 cm。這些因素直接影響了提升管反應器的操作，導致輕油產品收率和產品質量的波動，同時也嚴重影響了催化裂化裝置的安全運行。

2.2 軸向壓力分布

現場對再生立管的軸向壓力進行測量，結果見圖3。由圖3可見：實際的軸向壓力分布與設計壓力分布差別較大，在上斜管段，實際測量壓力與設計壓力分布基本一致，軸向壓力隨標高降低逐漸上升，是負壓差流動；但在垂直管的下半段，隨標高降低實際測量壓力開始減小，說明立管內的推動力開始減小，形成了正壓差流動；在下斜管段，隨標高降低壓力仍然是減小的，壓力沿標高降低逐漸過渡到滑閥后的壓力，滑閥前后的壓降很小。滑閥壓降大小可表明再生立管的推動力、料封能力和滑閥調節催化劑循環量的能力。此時滑閥的開度變化對滑閥壓降的調節作用很小，表明調節催化劑循環量的能力下降，甚至消失。

圖3 再生立管的軸向壓力分布

2.3 催化劑粒度分布

再生催化劑中40 μm以下細粉質量分數保持在5%～10%有助于顆粒的流化流動。對于再生立管輸送催化劑的下行過程，合適的細粉含量可以加速進入口部分夾帶氣體的脫出，減少大氣泡的形成，減小催化劑輸送過程中的阻力。對現場裝置使用的催化劑顆粒粒度進行測量，結果見表1。由表1可見，平衡催化劑中40 μm以下細粉的含量較低。

表1 平衡催化劑粒度分布

3 原因分析及采取的措施

3.1 基本分析

再生立管內催化劑的流動有兩個特點：一是從再生器高處的低壓端pi流向滑閥入口處的高壓端ps，屬于負壓差流動；二是只讓催化劑流動通過，蒸汽和油氣不能逆向反竄，需要在再生立管內維持一定的料柱形成料封[10-11]。理想的料柱形式如圖4所示。

圖4 再生器與立管壓力平衡

料柱的作用一方面是形成推動力ps，平衡負壓差；另一方面是鎖氣排料，防止下面的油氣反竄。根據圖4建立立管的壓力平衡關系，立管排料條件是推動力ps大于提升管入口壓力po和滑閥壓降之和，即：

ps=pi+Δp斜+ρsgh-Δpv-Δp摩擦>po

(1)

式中：Δpv為滑閥壓降；Δp斜為兩斜管段蓄壓和；Δp摩擦為立管器壁摩擦損失；ρs為催化劑濃度；h為料柱高度。一般情況下斜管段蓄壓與器壁摩擦損失較小，可忽略不計。上式表明增加料柱的催化劑濃度ρs和料柱高度h可以有效提高推動力ps。在實際操作過程中，料柱的流態、濃度、高度隨負壓差和催化劑循環流率等參數的變化可以在一定范圍內自動進行調節，例如負壓差增大時，料柱的催化劑濃度和高度也隨之上升，這是立管輸送操作的一個重要特點。在實際應用中，再生立管內催化劑的流態決定軸向壓力分布和推動力的變化。而影響再生立管內催化劑流態的主要因素是立管內催化劑的濃度分布、顆粒物性和松動風的配置。圖3的壓力分布說明在再生立管內沒有形成有效的催化劑密相料柱，因此沒有靜壓力維持再生滑閥前的推動力。

3.2 立管內催化劑濃度分布

再生立管的入口、出口和管內的密相流動過程是影響催化劑輸送的3個主要因素。第二密相床的藏量和穩定操作直接影響到再生立管入口的進料能力[12]；出口的滑閥處的流態和壓力決定了排料能力；中間流動過程的流態決定了催化劑的輸送濃度。催化裂化裝置再生器的第二密相床內再生立管、外取熱器和外循環斜管3個出口相互錯開120°，避免了相互之間的干擾。第二密相床內密相床層高度為5 m，保證了催化劑的藏量和再生立管入口的進料。

圖3所示的再生立管軸向壓力分布說明垂直管部分的催化劑顆粒形成了架橋，原因是催化劑在下行流動中不斷脫氣，而沒有補入足夠的松動風，催化劑失流化而形成填充床流動。圖3的這種壓力分布與羅保林等[12]的試驗結果一致。根據圖3再生立管上斜管和部分垂直管的軸向壓力計算催化劑濃度約為480 kgm3。但在再生立管垂直部分形成了填充床流動，填充床以下部分是正壓差流動，是一種稀相下落流，催化劑的顆粒濃度較低；再生立管的下斜管部分流態是分層流[13]，也沒有建立起有效的密相料柱，使得滑閥后的氣體易于反竄進入立管。正壓差部分的壓力逐漸過渡到滑閥出口的壓力，導致滑閥前的壓力ps降低，見圖3中測量壓力線，滑閥前后的壓力ps=po，滑閥的壓降很小，失去調節顆粒流率的作用。

3.3 催化劑物性的影響

2013年10月至2017年5月先后使用了3種催化劑，分別為LRC-99B，MAC，LZR-30，此3種催化劑的平衡催化劑物化性質見表2。從表2可以看出：MAC平衡催化劑的堆密度最?。籐RC-99B平衡催化劑的堆密度最大，且0～40 μm細粉含量最低；MAC與LZR-30平衡催化劑的粒度分布相當。

表2 平衡催化劑的物化性質

用反應溫度變化和再生滑閥壓降兩個參數評價3種催化劑對流化工況的影響，結果見表3。由表3可見：使用MAC催化劑時反應溫度波動幅度較小，說明采用表觀堆密度較低的催化劑有利于工況的改善；使用3種催化劑時的再生滑閥壓降無明顯變化，說明催化劑物性對滑閥壓降影響不大。

表3 催化劑評價參數

3.4 松動風的作用

再生立管上設計共有19個松動風點，然而由于操作不當，致使每次裝置開工后就會出現松動點被堵塞的情況。2017年5月檢查立管上有14個松動點被堵塞，僅有5個是通暢的，造成了再生立管內松動風嚴重不足。

設置松動風是為了補充由于壓力增加壓縮氣體而造成的減少量和催化劑流動中的脫氣量，維持催化劑的濃度不變，處于流化流態。正常流化流動時，再生立管內的催化劑濃度應維持在340～420 kgm3，催化劑濃度過高易于架橋，催化劑濃度過低則蓄壓能力不足[14]。因此，合適的松動風量很重要，風量大了不僅不利于催化劑輸送，還使得松動風點上部出現架橋現象，風量小了起不到松動效果，影響流化流動工況。應該對再生立管上各松動點通入風量的大小進行詳細計算和定期調整。再生立管上松動風量按照上部多給、中下部少給，催化劑循環量大時多給的原則進行調節。圖3的軸向壓力測量結果表明再生立管的松動風量嚴重不足。

2017年6月在裝置小修期間，用沖擊鉆和高壓水槍將堵塞的14個松動點疏通了10個。開工后加大疏通點的松動氣量，再生立管的推動力和滑閥壓差明顯提高。再生滑閥開度為44%～47%時，立管推動力提高至35～40 kPa，再生滑閥壓降提高至20～25 kPa，反應溫度波動±0.5 ℃，再生立管震動幅度減小到1～2 cm。但仍未達到原設計的要求，滑閥前仍然存在失流態化現象，準備在下次檢修時徹底疏通堵塞松動點。

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