催化裂化裝置輸送斜管內(nèi)催化劑流化狀態(tài)分析

張 鋒，何 濤，于立勇，劉維民，彭 威

(1.中石油云南石化有限公司，云南 安寧 650300；2.中國石油蘭州石化分公司；3.中國石油大學(北京)重質(zhì)油國家重點實驗室)

斜管是催化裂化(FCC)裝置常用的催化劑循環(huán)輸送管線，催化劑在斜管內(nèi)保持穩(wěn)定的質(zhì)量流率輸送是裝置平穩(wěn)運行的操作關鍵[1-2]。盡管斜管輸送操作已經(jīng)在工業(yè)中使用很長時間，但操作人員往往依據(jù)操作經(jīng)驗，還缺乏對工業(yè)裝置斜管內(nèi)催化劑流態(tài)的判斷依據(jù)[3]。在生產(chǎn)過程中仍存在大量的斜管輸送流化問題，如發(fā)生在斜管輸送過程中的架橋、竄氣、壓力逆轉(zhuǎn)和顆粒質(zhì)量流率波動等[4-6]，已成為制約工業(yè)裝置高負荷、安全生產(chǎn)的瓶頸。某石化公司3.3 Mta重油催化裂化裝置以脫硫渣油、加氫裂化尾油和加氫柴油為原料，主要生產(chǎn)汽油、柴油和液化氣。反應器和再生器為高低并列式結(jié)構(gòu)，反應部分采用UOP公司的渦流快分技術和Optimize原料噴嘴，再生部分采用中國石化洛陽石油化工工程公司的快速床和湍流床主風串聯(lián)再生技術。2017年裝置正常運行后，再生斜管一直流化異常，表現(xiàn)為再生滑閥開度大，測量的催化劑斜管密度低，嚴重時測量值出現(xiàn)負值，說明立管內(nèi)摩擦損失壓降增大，催化劑流態(tài)出現(xiàn)了填充流[2]，影響裝置的平穩(wěn)操作。本課題以工業(yè)FCC裝置再生斜管為研究對象，討論影響斜管內(nèi)催化劑流化的因素，并提出相應的解決方法，以期指導裝置的生產(chǎn)操作。

1 FCC裝置和斜管數(shù)據(jù)測量

1.1 FCC裝置

圖1 反應-再生系統(tǒng)示意

表1 FCC裝置操作參數(shù)

1.2 再生斜管

圖2 再生斜管結(jié)構(gòu)示意

圖2為再生斜管結(jié)構(gòu)。斜管入口溢流斗高度為4 m。再生斜管內(nèi)徑為1.3 m，與垂線夾角為18.5°，長度為24.3 m。再生斜管共設置七層松動風噴嘴，噴嘴編號分別為C1～C13。噴嘴與斜管壁面的夾角為71.5°，兩個噴嘴中心角為45°。松動介質(zhì)采用1.0 MPa、260 ℃的水蒸氣，各噴嘴前安裝有直徑3 mm的限流孔板和控制閥控制蒸汽流量。再生滑閥前催化劑斜管密度(ρ)的壓力測量點分別位于再生滑閥前1 m和6.7 m處，計算式為：ρ=Δpgh，其中：h為測量點之間的垂直高度，m；g為重力加速度，ms2；Δp為下取壓點與上取壓點之間的壓力差，kPa。斜管內(nèi)催化劑流態(tài)為流化態(tài)時，下取壓點壓力大于上取壓點壓力，ρ值為正；當催化劑流態(tài)為填充流時，ρ值為負。

催化劑為中國石油蘭州催化劑廠生產(chǎn)的LDO-75YN型催化劑。表2為再生催化劑的性質(zhì)，再生催化劑初始流化密度為750 kgm3，表觀堆積密度為850 kgm3，0～40 μm細粉體積分數(shù)為11.6%。

表2 再生催化劑性質(zhì)

1.3 測量方法與儀器

在穩(wěn)定操作條件下，分別在C0～C13每個截面上選擇一個松動風噴嘴，沿再生斜管軸向逐個進行壓力測量；同時記錄反應溫度、滑閥開度、滑閥壓降和催化劑斜管密度的變化。壓力采用北京康斯特儀表科技公司生產(chǎn)的ConST211數(shù)字壓力表測量，量程為0～400 kPa，測量頻率為1 Hz，測量時間為120 min。現(xiàn)場測量壓力數(shù)值均為表壓。

2 結(jié)果與討論

2.1 測量數(shù)據(jù)

圖3 再生斜管軸向壓力分布

圖4為滑閥前催化劑斜管密度曲線。測量時間內(nèi)，催化劑斜管密度時均值為-95 kgm3，波動范圍為-110～-65 kgm3。

圖4 滑閥前催化劑斜管密度曲線

2.2 催化劑流化狀態(tài)分析

通常斜管輸送催化劑為負壓差操作[7]。催化劑在依靠重力向下流動的過程中壓力逐漸升高，同時伴隨著氣體的快速脫除和壓縮。若斜管無松動風且足夠長，催化劑空隙率會不斷減小，最終接近填充空隙率ε0而形成填充流，因此，斜管需要設置松動風來彌補流化氣體量的減小。圖5為常見工業(yè)FCC再生斜管的3種操作工況[8]。一般來講，斜管上部入口處氣固滑落速度較大，沿斜管向下至滑閥前，催化劑處于密相流化。若此時松動風合適，通入的松動風量約等于立管內(nèi)脫除和壓縮減小的氣體體積。沿斜管向下軸向壓力逐漸增大，空隙率減小，但均大于初始流化空隙率εmf，如圖5(a)所示。

若松動風量不足、催化劑脫氣速度過快或通入的松動風量小于斜管內(nèi)減小的氣體體積，斜管壓力梯度分布呈上大、下小的變化。斜管上部催化劑為流化態(tài)，空隙率逐漸減小，軸向壓力不斷增大；當空隙率小于εmf時，流化態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)檫^渡填充流或填充流[9]，軸向壓力成凸形分布。當為過渡填充流時，沿斜管向下空隙率繼續(xù)減小直至等于填充流孔隙率ε0，軸向壓力繼續(xù)增大，但壓力梯度小于流化態(tài)，見圖5(b)中曲線①；當為填充流時，無氣泡出現(xiàn)，空隙率不再變化，此時壓力梯度成正壓差，軸向壓力逐漸減小，見圖5(b)中曲線②。

有時斜管上部加入的松動風量小，下部松動風量大。斜管上部為密相流化；斜管中部催化劑密度增大至初始流化態(tài)密度而形成過渡填充流，壓力梯度降低；下部通入的松動風量大于立管內(nèi)氣體減小的體積，空隙率增大，過渡填充流轉(zhuǎn)變?yōu)槊芟嗔骰蛳∠嗔骰瑝毫μ荻壬撸鐖D5(c)所示。

圖5 斜管軸向壓力與催化劑流化狀態(tài)的關系曲線

斜管軸向任意兩截面間的壓降計算式[2]為：

Δp=ρp(1-ε)gh±Δpf

(1)

式中：ρp(1-ε)gh為靜壓頭，kPa；ρp為催化劑顆粒密度，kgm3；Δpf為摩擦損失壓降，kPa。流化態(tài)時ε>εmf，靜壓頭遠大于摩擦損失壓降，Δpf可忽略不計，Δp=ρp(1-ε)gh；非流化態(tài)時ε<εmf，Δpf急劇增大[10-11]，Δp降低甚至為負值。圖3中C9至C11截面之間為正壓差，說明出現(xiàn)了填充流。

圖6為再生斜管軸向壓力梯度曲線。由圖6可知：C0至C1截面之間壓力梯度為6.02 kPam，C1截面催化劑斜管密度約為614 kgm3，說明斜管頂部入口處催化劑狀態(tài)為流化態(tài)；C1至C11截面之間壓力梯度逐漸減小，說明斜管內(nèi)催化劑密度逐漸增大，摩擦損失壓降升高，并在斜管下部形成填充流。

圖6 再生斜管軸向壓力梯度曲線

圖7 再生斜管軸向催化劑密度分布●—真實密度； ▲—表觀密度

圖7為再生斜管軸向催化劑密度曲線。綠色曲線為假設斜管內(nèi)催化劑為流化態(tài)時，利用式(1)計算得到的軸向催化劑斜管密度，沿斜管從上至下是逐漸降低的，由于滑閥前出現(xiàn)了正壓差，導致催化劑斜管密度計算值為負值，說明非流態(tài)化時催化劑與器壁之間的摩擦損失遠大于催化劑靜壓頭。紅色曲線為斜管內(nèi)催化劑實際密度曲線，C0至C3截面之間ρ<ρmf(ρmf為催化劑初始流化密度)，催化劑流態(tài)為流化態(tài)；C3至C9截面之間ρmf<ρ<ρ0(ρ0為催化劑堆積密度)，催化劑流態(tài)為過渡填充流；C9至C11截面之間ρ≈ρ0，催化劑流態(tài)為填充流。根據(jù)斜管內(nèi)催化劑流化狀態(tài)將立管劃分為3個區(qū)，規(guī)定氣體速度(ug)和催化劑速度(us)方向向下時為負，向上時為正；Ⅰ區(qū)為負壓差脫氣段，ug>0，us<0；Ⅱ區(qū)為負壓差持氣段，ug<0，us<0，ug-us>0，催化劑攜帶氣體下行；Ⅲ區(qū)為正壓差持氣段，ug<0，us<0，ug-us<0，催化劑密度大、速度低，氣體穿過催化劑料柱加速下行，直至通過滑閥。

基于以上分析可知，C9至C11截面間催化劑密度過大是軸向壓力發(fā)生逆轉(zhuǎn)的主要原因，根據(jù)斜管內(nèi)氣體流動方向，增大C9和C10點松動風量可以降低松動噴嘴下游催化劑密度。圖8為調(diào)整C9和C10噴嘴松動風流量后軸向壓力分布曲線。由圖8可知：增大松動風流量后，C9至C11截面間催化劑流化狀態(tài)由填充流變?yōu)檫^渡填充流，催化劑斜管密度升高至100 kgm3。

圖8 調(diào)整松動風后再生斜管軸向壓力分布

3 結(jié) 論

(1)FCC裝置再生斜管的軸向壓力分布可以作為立管內(nèi)催化劑流化狀態(tài)的判據(jù)。再生斜管軸向壓力呈凸形分布，沿斜管從上至下，壓力梯度逐漸減小，催化劑流化狀態(tài)依次為流化態(tài)、過渡填充流和填充流。

(2)根據(jù)斜管內(nèi)氣固兩相的流動方向?qū)⑿惫軇澐譃?個區(qū)，Ⅰ區(qū)為負壓差脫氣段，氣體向上運行；Ⅱ區(qū)為負壓差持氣段，催化劑攜帶氣體下行；Ⅲ區(qū)為正壓差持氣段，氣體加速下行。

(3)通過調(diào)整填充流上、下部位的松動風流量，可以降低催化劑與器壁間的摩擦損失，改變催化劑的流化狀態(tài)。