FCC装置再生立管输送催化剂的影响因素

彭 威， 刘艳升， 黄炳庆， 向继刚

(1.中国石油大学(北京) 重质油国家重点实验室，北京 102249；2.中国石油 克拉玛依石化公司，新疆 克拉玛依 834003)

催化裂化装置(FCCU)利用催化剂的循环进行油气反应和催化剂的再生，因此催化剂循环的稳定操作是油气裂化反应平稳运行的基本保证。其中，输送立管是催化剂循环回路的主要组成部分之一[1]。一方面，立管承载着反应器与再生器之间待生催化剂和再生催化剂的输送，保障再生器催化剂烧焦的连续性并调节提升管部分的剂/油比；另一方面，立管出口具有锁气排料的功能，可以防止沉降器与再生器间气相介质互流[2]。立管输送催化剂操作有2个特点：其一，立管内的催化剂是依靠重力向下流动的，而立管内气体的流动方向取决于其在立管内部的流态，或向下、或向上流动；其二，立管的入口压力低、出口压力高，催化剂流动属于负压差流动，因此必须在立管内建立密相颗粒料封[3-6]。此外，立管的底部通常安装滑阀用于调控催化剂的输送量，但阀前堆积的催化剂由于脱气效应易于失流化，工业上通常采取向立管通入松动风来改变催化剂的孔隙率，从而防止催化剂输送操作的失效[2,7]。

依据床层表观气体速率对催化剂流态进行划分[2-3]：立管内表观气体速率(ug，m/s)小于初始流化速率(umf，m/s)时，催化剂的流态为填充流态，立管内无气泡，压力梯度低；当表观气体速率大于初始鼓泡速率(umb，m/s)时，催化剂的流态为鼓泡流态，立管内有气泡形成，压力梯度高；当umf

很多研究者[4-11,15-18]在实验室小型装置上研究了立管倾斜角度、催化剂粒度分布及松动风量对立管轴向压力分布的影响，总结了不同条件下立管内颗粒流态的演变规律，对工业装置有一定参考作用。但小型冷态实验的压力、温度和颗粒输送量等参数与工业生产装置的参数相差甚远，存在很大的放大误差。

为此，笔者以某1.0 Mt/a FCC工业装置上的再生立管为对象，通过测量再生立管轴向不同位置的压力、滑阀的开度和压降、提升管反应温度等数据，分析了立管内催化剂的流态和松动风对立管压力分布、滑阀压降及反应温度的影响。并建立了再生立管操作图，提出了最佳松动风量的概念，对立管输送催化剂的操作调控有一定的指导意义。

1 立管的压力测量

1.1 再生立管结构和设计参数

某1.0 Mt/a高低并列式FCC装置的提升管和再生立管结构见图1。其中，再生立管由2段斜管和1段垂直管构成，上斜管倾角35°，长6.1 m；下斜管倾角32°，长9.8 m；垂直管长7.9 m。再生立管直径为0.8 m，提升管直径为1.0 m。在再生立管的7个轴向截面(Ci，i=1～7)上设置松动风喷嘴，每个截面上设置3个，共21个。其中，在垂直立管段，每个截面上沿径向均布3个松动风喷嘴，径向中心角均为120°，与轴向中心线夹角为30°；而斜管段的松动风喷嘴靠近斜管底部，沿径向并列布置，径向中心角为60°，与斜管轴向中心线夹角为30°。松动风介质有2种，分别为1.0 MPa、260 ℃ 低压蒸汽和2.0 MPa、常温中压氮气。2种介质可以互相切换，现场安装有松动风流量控制阀，通过直径为2～4 mm的限流孔板或控制阀来控制松动风量。

图1 再生立管和提升管结构Fig.1 Structure of regeneration standpipe and riserEL—Elevation； C1-C7—Cross sections of standpipe

表1为再生立管的设计参数。由表1可知：立管内催化剂流态设计为理想的流态；滑阀前(C1～C6)温度为700 ℃时，催化剂密度为510 kg/m3；滑阀后(C7)温度为680 ℃时，催化剂密度为350 kg/m3；沿立管从上至下，轴向压力逐渐增大，不同截面间压力梯度相等。

表1 再生立管设计参数Table 1 Designed parameters of regeneration standpipe

1.2 催化剂特性

FCC装置在生产过程中使用过2种催化剂，分别为兰州催化剂厂的LZR-30催化剂与长岭催化剂厂的MAC催化剂，其物性数据列于表2。由表2可知，2种催化剂均为高堆比催化剂，颗粒粒度分布相差不大，但LZR-30催化剂的堆积密度和平均颗粒尺寸(Average particle size, APS)大于MAC催化剂的。

表2 催化剂物性Table 2 Physical properties of different catalysts

1.3 测量方法与仪器

在进料量为120 t/h、不同催化剂下，记录不同反应温度(490～540 ℃)时对应的再生滑阀开度和再生滑阀压降。同一时间，在C1～C7每个截面上选择一个松动喷嘴，沿轴向逐个进行压力测量；然后通过调节限流孔板尺寸或松动风流量控制阀，来改变松动风流量进行压力测量。采用北京康斯特仪表科技公司的ConST211数字压力表测量压力，量程0～400 kPa，测量频率1 Hz，测量时间120 s。现场测量压力数值均为表压。所有关于滑阀压降、滑阀开度与反应温度的关系数据都是在再生温度和原料加工量不变的前提下测得的。

2 结果与讨论

2.1 立管的轴向压力分布

图2为以MAC为催化剂、松动风类别和流量不同时再生立管轴向压力分布曲线。其中，pi为立管入口压力；ps为再生滑阀前压力；po为再生滑阀出口压力，单位均为kPa。由于现场操作条件与设计条件不同，立管操作的实际压力与设计压力之间存在一定的差异。现场的pi为188 kPa，po为210 kPa，与设计值基本吻合，但ps为250～278 kPa，与设计值偏差较大。

在图2中，pi取决于催化剂再生压力和密相床层静压，其变化不大。沿立管从上至下，轴向压力逐渐增大，但不同条件下ps与设计值相差较大，主要受立管内催化剂流态的影响；从立管压力梯度的变化可知，立管中上部(12～24 m)催化剂流态为鼓泡流态，压力梯度大；下部(8～12 m)出现了填充流，压力梯度减小，主要受松动风流量和松动风性质的影响，不同条件下的ps值不同。通过滑阀后，提升管底部压力降低至205～210 kPa，主要是受到了反应压力的影响。

图2 立管压力分布曲线Fig.2 Pressure distribution profiles in the standpipepi—Inlet pressure of standpipe (C1)；ps—Pressure before valve (C6)；po—Outlet pressure of standpipe (C7)

立管内压力梯度、滑阀前压力和滑阀压降及稳定性等参数反映了催化剂的流态和松动风的效果[1,7]。由图2可以看出，当松动风流量相同时，氮气松动效果优于蒸汽，因为以氮气松动时立管轴向压力增幅大，滑阀前压力和滑阀压降高。当以氮气为松动介质时，随着氮气流量的增加，立管轴向压力和滑阀压降先增大后减小；标准状态下，当氮气流量为540 m3/h时ps最大，为275 kPa。当蒸汽为松动介质时，随蒸汽流量增加，立管轴向压力和滑阀压降也先增大后减小；当蒸汽流量为600 m3/h时ps最大，为268 kPa。

2.2 松动风流量对滑阀压降和反应温度的影响

图3为保持其他截面的松动氮气流量不变，改变滑阀前C6截面氮气流量对再生滑阀压降的影响。由图3可知：当C6截面氮气流量为0时，滑阀压降约15 kPa；随着氮气流量增加，滑阀压降逐渐增大；当氮气流量为40 m3/h时，滑阀压降升至62 kPa；但当氮气流量超过40 m3/h后，滑阀压降快速下降，当氮气流量为50 m3/h时，滑阀压降降至23 kPa；继续增大氮气流量，滑阀压降不断减至10 kPa以下。

图3 氮气流量对滑阀压降的影响Fig.3 Effect of nitrogen flow rate on Δp of slide valve

图4为氮气流量对提升管反应温度的影响。由图4可知:不同氮气流量下，提升管反应温度的波动幅度和波动周期不同；随着氮气流量增大，反应温度的波动幅度扩大、波动周期延长。标准状态下，当氮气流量为650 m3/h时，提升管反应温度波动幅度达±3 ℃，波动周期增至约200 s。提升管反应温度的波动代表了立管中催化剂循环量的波动：当催化剂质量流率增大，提升管反应温度升高；反之，则提升管反应温度降低。这是因为氮气流量增大时，立管内气泡数量增多，并伴随着气泡的不断长大与破裂[3]，催化剂的质量流率变得不稳定，导致反应温度的波动幅度增大。

图4 氮气流量对反应温度的影响Fig.4 Effect of nitrogen flow rate on reaction temperature

2.3 滑阀的压降分析

滑阀压降可以采用孔口压降方程计算[1-2]，如式(1)所示：

Δp=Gs2(At/A)2/[2CD2ρp(1-ε0)]

(1)

式(1)中:Δp为滑阀压降(Δp=ps-po)，kPa；Gs为催化剂质量流率，kg/(m2·s)；At为立管横截面积，m2；A为滑阀实际流通面积，m2；ρp为700 ℃时催化剂颗粒密度，kg/m3；ε0为滑阀上方颗粒间空隙率；CD为系数。

Δp的大小反映了立管内输送催化剂的推动力、料封能力，及滑阀调节催化剂循环量的能力。由式(1)可知，Gs减小、ε0减小或A增大，均可以使滑阀压降减小。一般情况下，FCC装置通过仪表自动控制系统监视提升管反应温度的变化，调整再生滑阀开度，保持反应温度稳定。如：提升管温度降低时，滑阀开度增大，催化剂循环量提高，反应温度会升高；然而，随着滑阀开度增大，会导致滑阀压降急剧下降。图5为立管再生滑阀开度和压降随提升管反应温度变化的关系曲线。由图5可知，当提升管反应温度高于515 ℃时，滑阀压降快速降低。

图5 滑阀开度及滑阀压降随反应温度变化的曲线Fig.5 Relationship of slide valve opening value and Δpwith reaction temperatures

2.4 立管内催化剂流态分析

再生立管内部气体的分布示意图如图6所示。其中，输入气体主要有再生催化剂自密相床层进入立管时夹带的烟气(流量为Qflue gas)、立管通入的松动风(流量为Qnitrogen)；排出气体主要包括催化剂通过滑阀时携带的气体(流量为Qvalve)和立管入口脱出气体(流量为Qdesorption)。则立管内气相平衡方程为：Qflue gas+Qnitrogen=Qdesorption+Qvalve。

催化剂携带的气体体积流量Q(m3/s)的计算通式见式(2)[2]：

Q=1000(1/ρ-1/ρskeletal)

(2)

式(2)中：ρ为气-固混合密度，kg/m3；ρskeletal为催化剂骨架密度，kg/m3。由式(2)可知：

Qflue gas=1000(1/ρdense-1/ρskeletal)

(3)

Qvalve=1000(1/ρvalve-1/ρskeletal)

(4)

图6 立管内气体分布Fig.6 Gas distribution in the standpipeC1-C7—Cross sections of standpipe

式中：ρdense为700 ℃时密相床层密度，kg/m3；ρvalve为 680 ℃ 时滑阀前气-固混合密度，kg/m3。由于再生滑阀的节流作用，滑阀前气-固混合密度一般大于立管入口密相床层密度[2](即ρvalve>ρdense)，因此Qflue gas>Qvalve；又因为Qnitrogen为通入的氮气流量，则Qdesorption=Qnitrogen+Qflue gas-Qvalve>0，即从立管入口脱出的气体是向上流动的。此时，不同截面氮气总流量(QCi)为上一截面氮气总流量(QC(i+1))与该截面通入氮气流量(qCi)之和，即：QCi=QC(i+1)+qCi。

表3为FCC装置运行现场记录的立管操作参数。

表3 立管操作参数Table 3 Operation parameters in the standpipe

由表3可计算立管内不同截面氮气总流量。而立管内不同截面氮气表观速率(uCi，m/s)计算如式(5)：

uCi=QCi/At

(5)

根据式(5)计算结果得到立管内氮气表观速率分布，见图7。由图7可知：沿立管从上至下，气体表观速率逐渐减小；C1～C4截面间气体表观速率大于0.15 m/s，催化剂流态为鼓泡流；C5截面气体表观速率为0.1 m/s，催化剂流态为散式流化态；C6截面气体表观速率为0.04 m/s，催化剂流态容易形成填充流态。

图7 立管内氮气表观速率分布Fig.7 Distribution of apparent gas velocity in the standpipe

滑阀前压力(ps)的计算公式为[2]：

ps=pi+ρp(1-ε)gh-Δpf

(6)

式(6)中:ε为空隙率；g为重力加速度，m/s2；h为立管入口至滑阀前的垂直高度，m；Δpf为催化剂颗粒间及颗粒与器壁间产生的摩擦损失压降，kPa。Δpf随着催化剂的密度增加而增大，尤其是催化剂流态接近填充流时Δpf急剧增大[2]。依据立管表观气体速率计算结果，当氮气流量为400 m3/h时，立管下部催化剂流态为填充流，则ps小；当氮气流量增至540 m3/h时，催化剂流态由填充流变为散式流化态，摩擦阻力降低，因而ps增大；继续增加氮气流量，催化剂流态由散式流化态变为鼓泡流态，ps增大；但当氮气流量增大至600 m3/h后，立管内气泡形成连续相，ε过大，ps降低。

流化介质特性对流化床层最大稳定膨胀率(MSER)[19]的影响如式(7)所示。

(7)

式(7)中：ρg为700 ℃时气体密度，kg/m3；μ为 700 ℃ 时气体黏度，Pa·s；w45为催化剂中粒径小于45 μm颗粒的质量分数，%；dp为催化剂平均粒径，μm。MSER越大，表示床层处于散式流化态时气体表观流速范围越宽，不易形成填充流。标准状态下，氮气和蒸汽体积流量相同时，氮气的密度更大、黏度更高，因而MSER大，立管下部不易形成填充流，因此ps和Δp大。另外，氮气压力高于蒸汽，气体动量大，射流区域长[2]，利于流化。

依据最佳松动风流量、滑阀压降和反应温度的关系建立再生立管操作控制图如图8所示。反应温度一定时，滑阀压降达到最大值时的松动风流量称为最佳松动风流量。在图8中，反应温度490 ℃、最佳松动风流量500 m3/h时，最大滑阀压降为70 kPa；反应温度增至510 ℃时、最佳松动风流量为520 m3/h，此时最大滑阀压降为56 kPa。根据本研究优化的最佳松动风流量、滑阀压降、反应温度等参数间的联系建立的再生立管操作控制图，当反应温度、滑阀压降等参数变化时，可以及时调整最佳松动风流量，保障立管输送催化剂的平稳运行，取得良好的装置操作控制效果。

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

3 结 论

在1.0 Mt/a FCC工业装置上，通过测定不同松动风流量时再生立管轴向压力的分布及反应温度的变化，得出以下结论：

(1)立管内的气体表观速率影响催化剂流态。松动风流量小于540 m3/h时，立管内表观气体速率范围为0.04～0.9 m/s，滑阀前催化剂流态为填充流。填充流的出现是立管压力梯度和滑阀压降降低的主要原因。

(2)滑阀前表观气速大于初始鼓泡气速时，催化剂流态为鼓泡流态，立管内气泡增多，影响催化剂下料，造成反应温度大幅度波动。立管操作过程中，要及时调整滑阀前松动风流量，使催化剂流态保持为理想的散式流化态。另外，采用密度和黏度大的流化介质，床层MSER值更大，利于催化剂输送。

(3)根据最佳松动风流量、滑阀压降、反应温度等参数的优化结果建立的再生立管操作控制图，有利于装置运行中对不同工况时立管的操作参数以及最佳松动风流量及时进行调节，保障装置平稳运行。