彭威，劉艷升，韓勝賢，黃炳慶

（1 中國石油大學（北京）重質(zhì)油國家重點實驗室，北京102249；2 中國石油克拉瑪依石化公司，新疆克拉瑪依834003）

流化催化裂化工藝（fluid catalytic cracking，F(xiàn)CC）是重質(zhì)油二次加工的主要方法之一。FCC裝置反應器和再生器之間的催化劑輸送是通過立管進行的，因此立管操作對于維持催化裂化裝置的催化劑循環(huán)至關重要[1-2]。立管輸送催化劑操作有兩個特點：一個是立管內(nèi)的催化劑是依靠重力向下流動的，而氣體則可能向下流動或向上流動，主要取決立管內(nèi)部的流態(tài)；另一個是立管的入口壓力低、出口壓力高，催化劑流動屬于負壓差流動，因此必須在立管內(nèi)建立密相顆粒料封，防止反應器與再生器間氣相介質(zhì)互竄[3-4]。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易于導致失流化，工業(yè)上采取向立管通入松動風來改變催化劑的孔隙率，防止催化劑輸送操作的失效[5-6]。

立管輸送催化劑操作受立管兩端負壓差、催化劑粒度分布、松動風等多種因素的影響[7-10]。立管內(nèi)催化劑流態(tài)有流化態(tài)、過渡填充流和填充流，不同工況下各種流態(tài)之間可能相互轉(zhuǎn)變，甚至出現(xiàn)多種流態(tài)共存的情況[11-13]，使得立管操作更加復雜。目前關于立管輸送的研究主要在實驗室小型實驗裝置上進行，重點是分析斜管角度和閥門開度對立管內(nèi)催化劑流態(tài)以及質(zhì)量流率的影響，提高了對閥門調(diào)控機制的認識[4,14-16]。羅保林等[4]對垂直立管內(nèi)催化劑的流動性進行了實驗研究，分析了附加吹氣對壓力分布的影響。Leung等[12,17]總結(jié)了立管內(nèi)不同的催化劑流態(tài)以及各種流態(tài)參數(shù)計算方法，實驗及分析結(jié)果對工業(yè)生產(chǎn)具有一定的指導意義。但實驗室進行的冷態(tài)小型實驗在反應壓力、反應溫度和催化劑循環(huán)量等操作條件方面與工業(yè)生產(chǎn)裝置的操作參數(shù)相差甚遠，不能從根本上解決問題。目前還缺乏工業(yè)FCC 裝置再生立管輸送催化劑的因素分析。為此，本文結(jié)合某1.0Mt/a 的FCC 裝置再生立管的輸送問題和技術改造，分析了影響立管輸送催化劑的多種因素，為FCC立管設計和裝置改造提供幫助。

1 測量裝置

1.1 裝置操作條件

圖1為FCC裝置反應再生系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖。兩器結(jié)構(gòu)為高低并列式，再生器為前置燒焦罐+二密相床層結(jié)構(gòu)，反應器為內(nèi)置提升管+渦流快分結(jié)構(gòu)。其中，pi為再生立管入口壓力，kPa；ps為再生滑閥前壓力，也稱再生立管推動力，kPa；po為再生滑閥出口壓力，kPa；再生滑閥壓降Δp=ps－po，kPa。

圖1 反應再生系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

裝置選擇UOP 技術，采用升高反應再生系統(tǒng)壓力的方法將裝置加工量由0.8Mt/a提高至1.0Mt/a。表1為裝置操作參數(shù)。由表1可知，改造前ps和Δp分別為178kPa 和6kPa，遠低于設計值268kPa 和98kPa；改造后，反應壓力設計值提高40kPa，再生壓力設計值受主風機負荷限制僅提高5kPa，再生催化劑循環(huán)阻力增大，因此，提高再生立管推動力是裝置擴量改造的關鍵。

表1 裝置操作參數(shù)

1.2 再生立管結(jié)構(gòu)

為了改善再生立管內(nèi)催化劑流化狀態(tài)，提高再生立管推動力，對再生立管結(jié)構(gòu)、松動風噴嘴和滑閥位置進行了改造。圖2(a)為改造前的再生立管，由兩段斜管和一段直管組成，內(nèi)徑為560mm；上斜管與垂線夾角35°，長度6.1m；下斜管與垂線夾角32°，長度9.8m；直管段長度7.9m；共設置7 層松動風噴嘴，標注為C1～C7，每層各有3 個松動風噴嘴，松動介質(zhì)為0.6MPa、260℃的蒸汽，各噴嘴前安裝直徑為1.5～3mm 的限流孔板控制蒸汽流量。圖2(b)為改造后的再生立管，由兩段斜管組成；上斜管與垂線夾角10°，包括內(nèi)徑760mm 和內(nèi)徑630mm 兩部分，總長度13.9m；下斜管與垂線夾角45°，長度2.3m，內(nèi)徑630mm；共設置11 層松動風噴嘴，標注為C1～C11，每層各有3 個噴嘴，松動介質(zhì)為1.4MPa 的常溫氮氣，各噴嘴前安裝直徑為2～4mm 的限流孔板控制氮氣流量。改造前立管拐彎點偏離反應再生系統(tǒng)中心平面4700mm；再生滑閥處于下斜管下部，距離拐彎點6.6m。改造后立管拐彎點偏離反應再生系統(tǒng)中心平面1468mm；再生滑閥處于下斜管上方，距離拐彎點2.1m。

1.3 催化劑特性

裝置在生產(chǎn)過程中使用過3種催化劑，分別為蘭州催化劑廠生產(chǎn)的LRC-99B 和LZR-30 催化劑，長嶺催化劑廠生產(chǎn)的MAC 催化劑。其中，LRC-99B 為增產(chǎn)柴油催化劑，LZR-30 和MAC 催化劑為增產(chǎn)汽油催化劑。表2 為平衡催化劑的特性分析，由表2可知，3種催化劑的表觀密度均大于800kg/m3，其中，LRC-99B 的表觀密度最大，為860kg/m3，MAC的表觀密度最小，為820kg/m3；三種催化劑中0～40μm 顆粒含量差異較大，MAC 催化劑為10%，而LRC-99B催化劑為4%。

表2 平衡催化劑特性分析

圖2 再生立管結(jié)構(gòu)示意

1.4 壓力測量方法

在進料量為90～120t/h、不同催化劑下，記錄不同反應溫度（490～510℃）時的反應溫度和再生滑閥壓降。同一時間，在C1～C7 截面和C1～C10 截面各選擇一個松動風噴嘴，沿軸向逐個進行壓力測量；然后通過更換不同尺寸的限流孔板改變松動風流量，再進行壓力測量。采用北京康斯特儀表科技公司生產(chǎn)的ConST211 型數(shù)字壓力表測量壓力，量程0～400kPa，測量頻率1Hz，現(xiàn)場測量壓力數(shù)值均為表壓。

2 測量結(jié)果與評價

工業(yè)FCC 裝置通常采用再生滑閥壓降和反應溫度兩個參數(shù)評價立管輸送催化劑的效果。再生滑閥壓降表明立管的推動力、料封能力和滑閥調(diào)節(jié)催化劑循環(huán)量的能力[2]，反應溫度波動幅度表明立管輸送催化劑循環(huán)量的穩(wěn)定性。

2.1 催化劑流態(tài)及特性分析

催化劑作為立管輸送的對象，其物理性質(zhì)影響立管輸送。圖3為再生立管改造前使用不同催化劑時立管的軸向壓力分布。由圖3可知，使用不同催化劑時，立管軸向壓力測量值與設計值差別較大。在上斜管段和直管段上部，沿立管從上至下壓力逐漸增大；直管段下部至再生滑閥前，壓力逐漸減小，再生滑閥壓降為3～10kPa，遠小于設計值98kPa；使用不同的催化劑時，滑閥壓降不同，滑閥壓降順序為LRC-99B＜LZR-30＜MAC。

立管軸向任意高度h處壓力p計算如式(1)。

式中，ε為空隙率；ρp為顆粒密度，kg/m3；ρp(1－ε)gh為靜壓頭，kPa；Δpf為摩擦損失壓降，kPa。

圖3 改造前再生立管壓力分布

立管內(nèi)催化劑流態(tài)為流化態(tài)時，摩擦損失壓降遠小于靜壓頭，根據(jù)公式(1)，p隨h增加而增加；立管內(nèi)催化劑流態(tài)為填充流態(tài)時，摩擦損失隨ε減小而快速增大，催化劑呈正壓差流動[2-4,13]。圖3中，上斜管段和直管段上部立管軸向壓力分布為負壓差，表明催化劑流態(tài)為流化態(tài)，表觀密度約460kg/m3；而直管段下部至滑閥前出現(xiàn)正壓差，表明催化劑流態(tài)為填充流，這是因為催化劑在立管內(nèi)下行過程中，伴隨著流化介質(zhì)的脫除和體積被壓縮，ε減小，顆粒間及顆粒與器壁之間的接觸應力快速增大，Δpf增大，p減小。

平衡劑中小于40μm的顆粒稱為細粉，細粉充當大顆粒流化的潤滑劑，一般認為平衡劑中細粉質(zhì)量分率為10%～15%時有助于催化劑的平穩(wěn)輸送[7-8]。Geldart 等[10]提出床層最大穩(wěn)定膨脹率（maximum stable expansion ratio，MSER）的概念用于顆粒的流化性能分析，如式(2)。

式中，ρg為氣體密度，kg/m3；μ為氣體黏度，Pa·s；F40為細粉質(zhì)量分率，%；dp為催化劑平均粒徑，μm。

MSER值越大，意味著床層散式流態(tài)化窗口越寬，不易形成填充流。裝置使用的三種催化劑中細粉含量低，顆粒平均粒徑大，MSER值低，容易出現(xiàn)填充流；另外，隨著催化劑的表觀密度增大，空隙率減小，摩擦損失壓降升高，滑閥壓降逐漸降低。

圖4 為使用不同催化劑時反應溫度的波動趨勢。在圖4中，不同催化劑對應的反應溫度波動幅值順序為LRC-99B＞LZR-30＞MAC。立管輸送催化劑過程中，催化劑下落速度和表觀密度受上升氣泡的影響，當氣泡上升速度等于催化劑下落速度時，催化劑循環(huán)量開始波動。反應溫度的變化反映催化劑循環(huán)量的穩(wěn)定性，其波動幅值隨氣泡直徑增大而增大。立管內(nèi)最大穩(wěn)定氣泡直徑(Dbemax，m)計算公式[2]如式(3)。

2.2 立管結(jié)構(gòu)對催化劑流態(tài)的影響

圖4 使用不同催化劑時反應溫度波動趨勢

斜管角度影響蓄壓能力，斜管內(nèi)的氣固兩相容易出現(xiàn)分層流動，氣泡沿斜管上部上行，催化劑靠斜管下部呈密相下流，由于這個原因斜管建立的壓頭小于立管[2,7]。圖2(a)中，兩段斜管角度分別為35°和32°，滑閥處于下斜管中部，ps小。圖2(b)中，斜管角度為10°，滑閥處于上斜管底部，ps大；另外，氣泡在負壓差立管內(nèi)上行時，體積增大，立管入口采用擴徑處理，降低了催化劑下流阻力。

裝置再生立管結(jié)構(gòu)為淹流式，操作方式為滿管流，立管排料條件為：ps＞po。由式(1)與表1 可知，滑閥前壓力ps=pi+ρp(1－ε)gL－Δpf，L為立管入口和滑閥間的垂直距離，m；po增大40kPa，pi僅增大5kPa，立管排料阻力增大。工業(yè)FCC 裝置為了控制反應溫度穩(wěn)定，立管下部松動風的流量一般較小，使用蒸汽松動時噴嘴容易堵塞，斜管內(nèi)出現(xiàn)填充流；改造后立管采用氮氣松動，增設松動風噴嘴，滑閥前催化劑流態(tài)由填充流變?yōu)榱骰瘧B(tài)，ps增大。

圖5為改造后不同加工量時再生立管的壓力分布曲線。由圖5 可知，和改造前相比，Δp增大至40～60kPa，ps增大至255～270kPa，立管軸向壓力為線性增長，催化劑表觀密度約410kg/m3。

圖5 改造后再生立管壓力分布

2.3 松動風對立管輸送的影響

松動風是長立管輸送的必要條件，其性質(zhì)和流量影響催化劑流態(tài)。圖6為松動風對立管壓力分布的影響。由圖6 可知，氮氣流量為400m3/h 時，Δp和ps分別為48kPa 和258kPa；蒸汽流量為400m3/h時，Δp和ps分別為40kPa和250kPa；另外，Δp和ps隨松動風流量增加呈先增大后減小的趨勢，氮氣流量為600m3/h 時，Δp和ps最大值分別為70kPa 和280kPa；蒸汽流量為600m3/h 時，Δp和ps最大值分別為60kPa和270kPa。

圖6 松動風對立管壓力分布的影響

圖7為松動氮氣流量對反應溫度的影響。由圖7可知，反應溫度波動幅度隨松動氮氣流量增大而增大，氮氣流量為400m3/h 時，反應溫度波動幅度為±1℃，流量為800m3/h 時，反應溫度波動幅度為±5℃。

圖7 松動氮氣流量對反應溫度的影響

松動風流量對反應溫度的影響實質(zhì)也是催化劑循環(huán)量穩(wěn)定性的反映。松動風流量增大時，滑閥前負壓差梯度增大，形成了催化劑的脫氣堆積，這些密集堆積的催化劑通過滑閥后形成了一個低壓區(qū)，滑閥后的氣體反竄進入，阻礙催化劑下行，隨之催化劑在滑閥前重新建立密集的堆積，如此反復，催化劑通過閥口的下料呈現(xiàn)出波動下料特性?；y壓降越大，這種作用越明顯，這使得催化劑輸送表現(xiàn)為節(jié)涌式下料，催化劑循環(huán)量穩(wěn)定性差，導致反應溫度大幅度波動。另外，松動風流量過大時，立管內(nèi)氣泡相變成連續(xù)相，乳化相變成分散相，催化劑進入提升管變成脈沖流，導致反應溫度波動幅度更大。生產(chǎn)操作過程中，應根據(jù)反應溫度和滑閥壓降的變化及時調(diào)整松動風流量，保障立管內(nèi)催化劑的穩(wěn)定輸送。

3 結(jié)論

本文通過測量FCC 裝置改造前后不同條件時再生立管的軸向壓力分布和記錄反應溫度的變化，分析了立管輸送催化劑的影響因素，得出以下結(jié)論。

（1）通過再生立管結(jié)構(gòu)改造和優(yōu)化工藝操作參數(shù)，再生滑閥壓降和再生立管推動力分別由6kPa和178kPa 提高至55kPa 和268kPa，實現(xiàn)了FCC 裝置提壓擴量的目的。

（3）通過分析不同操作工況時再生立管的軸向壓力變化，可以判斷立管內(nèi)催化劑的流態(tài)以及影響因素。在立管設計和改造時要注意：盡量選擇小角度立管；滑閥的安裝位置應處于立管拐彎點上方；滑閥前松動介質(zhì)適宜采用中壓氮氣，可避免松動風噴嘴堵塞。