FCC再生立管内气-固流动状态及其对反应温度的影响

彭 威刘俊平张君屹于立勇刘艳升刘建新

(1.中国石油大学(北京) 重质油国家重点实验室,北京 102249;2.中国石油乌鲁木齐石化公司,新疆乌鲁木齐 830019;3.中国石油 兰州石化公司,甘肃 兰州 730060)

在流化床反应装置(如费-托合成、烃类的催化裂化、渣油灵活焦化和甲醇制烯烃等工艺的装置)的立管中,一直存在气-固两相流[1-2],但科技人员对该气-固两相流流态的判据还缺乏了解,在设计和操作工业立管时,往往只能依据经验法则。因此,在实际生产过程中存在大量的立管流化输送不畅问题,如:在立管输送过程中,发生架桥、窜气、压力逆转和颗粒质量流率波动等问题,已成为制约工业装置高负荷、安全生产的瓶颈[3-5]。

对于FCC(Fluid catalytic cracking)装置,立管是反应器和再生器之间催化剂循环的输送管,待生催化剂通过待生立管进入再生器进行烧焦、恢复活性,再生催化剂通过再生立管进入提升管反应器,维持反应温度稳定,并催化油气的裂化反应。FCC装置立管输送催化剂操作有2个特点[6-7]:一个是立管内的催化剂依靠重力向下流动,而气体则可能向下流动或向上流动,主要取决于气-固两相的相对速度和立管压力梯度;另一个是立管的入口压力低、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,防止气体逆向反窜。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空隙率[8-9],从而防止催化剂发生架桥、不稳定输送、气体反窜等造成操作参数大幅波动的现象。

立管内催化剂的流动状态影响立管操作的稳定性。依据立管内气体的表观速率大小,将催化剂流态划分为流化态和非流化态[10-11];依据立管内气-固两相滑移速率和空隙率的关系,将流化态划分为密相流化和稀相流化,将非流化态划分为过渡填充流态和填充流态[12-13]。另外,Li等[14-15]根据颗粒间接触正应力的大小,给出了流化态和非流化态的划分标准;但这些划分流态的标准参数在工业装置上获取难度大,难以作为常规参数来判断流态。除了上述气-固两相流的流态划分外,也有在实验室装置上进行气-固两相流流态演变及压力波动特征的研究[16-19],或采用CPFD模拟[20]展示设定条件下立管内的气-固两相流流态。上述研究对立管的操作和设计有一定的指导意义,但冷态实验或模拟条件与工业装置立管操作参数差异较大,大多是在常温、常压条件下进行的,不能直接用于工业装置生产。关于工业FCC装置立管输送催化剂过程的分析主要来源于现场的检测报道[3-5,15],影响立管输送操作的主要因素有立管两端负压差、平衡剂细粉含量、立管几何结构和松动点设计等。

目前,分析立管内气-固两相流态的文献较少,尤其是对工业FCC装置立管的操作问题还缺乏模型分析和定量计算。笔者根据某石化公司FCC装置(1.0 Mt/a)再生立管现场测量的数据及其不同操作条件,分析立管内气泡和乳化相的运动状态对反应温度的影响,以期指导工业FCC装置立管输送催化剂操作参数的调整。

1 FCC装置立管数据测量

1.1 FCC装置简介

图1为某石化公司1.0 Mt/a FCC装置反应-再生系统示意图。其反应器和再生器为高低并列式结构,反应器采用内置提升管,提升管终端为三叶形快速分离装置;再生器采用烧焦罐和密相床层再生技术,稀相管终端为粗旋风分离器,烧焦罐无外取热器。

图1 FCC装置反应-再生系统示意图Fig.1 Schematic diagram of reaction and regeneration system in FCC unit

表1为FCC装置2种操作工况参数。该装置烧焦罐温度低,为了降低再生催化剂的积炭含量,保持催化剂活性,外排烟气过剩氧含量较高,体积分数为4%。在工况Ⅰ时,加工量为120 t/h,催化剂循环质量流量(Fs)为8.4×105kg/h,滑阀前催化剂时均密度为620 kg/m3;在工况Ⅱ时,加工量为80 t/h,Fs为4.8×105kg/h,滑阀前催化剂时均密度为410 kg/m3。

表1 FCC装置操作参数Table 1 Operation parameters of FCC unit

1.2 再生立管

图2为再生立管结构图。再生立管入口为淹流式,操作方式为满管流。由图2可知,再生立管内径为0.7 m,由上、中、下3部分组成:上斜管长3.9 m,与水平夹角63°;中部直管段长5.7 m;下斜管长3.4 m,与水平夹角60°。C0～C5为立管轴向5个截面,标高分别为20.0、17.1、11.5、8.4、7.0和5.5 m;在C1、C2和C3截面设置3组松动风,每组2个松动风喷嘴;C1和C3截面松动风喷嘴与水平夹角0°,2个喷嘴的中心角60°;C2截面松动风喷嘴与水平夹角30°,2个喷嘴中心角180°。松动风采用1.0 MPa、260℃的蒸汽。C1截面2个蒸汽喷嘴前安装有直径3.6 mm的限流孔板控制蒸汽流量;C2和C3截面的2支喷嘴前分别安装直径3.6 mm和10 mm的孔板。DI 106为再生立管下斜管内催化剂密度测量仪表,取压点分别位于再生滑阀前1.5和3 m处。

图2 再生立管结构示意图Fig.2 Schematic diagram of the regenerated standpipe

反应温度测量热电偶设置于提升管出口处。反应温度受加工量、再生器床层温度、催化剂循环量、松动风量、提升蒸汽量、滑阀开度和原料预热温度的影响。正常运转时,反应温度、催化剂循环量和滑阀开度是动态变量,其他参数为非变量。当反应温度发生波动时,滑阀控制系统通过控制滑阀开度来改变催化剂循环量,从而调节反应温度。如:当反应温度降低时,再生滑阀会增大开度,提高催化剂循环量,反应放热增加使反应温度升高,从而调节反应温度,使其保持稳定。

1.3 催化剂性质

装置使用的催化剂为兰州催化剂厂生产的LZR-30型催化剂。表2为新鲜催化剂和再生催化剂特性参数。

表2 新鲜催化剂和再生催化剂的特性Table 2 Properties of the fresh and equilibrium catalyst

1.4 数据测量方法与仪器

在工况Ⅰ和工况Ⅱ的稳定操作条件下,分别在C1～C3每个截面上选择一个松动风喷嘴,沿再生立管轴向逐个进行压力测量;同时记录C0、C4、C5点(见图2)压力值、DI 106仪表值和反应温度。压力采用北京康斯特仪表科技公司生产的ConST211数字压力表测量,量程0～400 kPa,测量频率1 Hz,测量时间120 min。现场测量压力数值均为表压。

2 结果和讨论

2.1 再生立管内部参数

图3为不同工况时再生立管轴向压力分布。由图3可知:工况Ⅰ时,C0～C4截面压力由185 kPa增至235.7 k Pa,滑阀后C5点压力为190 k Pa;工况Ⅱ时,再生立管轴向压力分布与工况Ⅰ时相似,但各截面压力略有降低。这是由于工况Ⅱ时再生立管静压随着催化剂循环量降低而减小。另外,2种工况下C1～C2截面间压力梯度小于C0～C1和C2～C4截面,说明再生立管中部的催化剂流态不同于立管上部和下部的。这是因为在再生立管中部长5.6 m范围内未设置松动风,催化剂脱气造成密度增大[7,9]。

图3 不同工况时再生立管轴向压力分布Fig.3 Axial pressure profiles in the standpipe under different operation conditions

图4为不同工况下提升管反应温度波动曲线。整体来看,提升管反应温度存在较大的波动变化,且工况Ⅰ的反应温度波动幅度和波动频次高于工况Ⅱ的。在工况Ⅰ时,反应温度的时均值和波动范围分别为483℃和466～487℃,且在测量时间段内,反应温度出现5次较大的波动,每次波动的反应温度在1～2 min内快速降至465～470℃,然后恢复到正常的波动范围内。在工况Ⅱ时,反应温度的时均值和波动范围分别为475℃和468～478℃,反应温度仅出现2次小幅波动。

图4 不同工况时提升管反应温度曲线Fig.4 Reactor temperature profiles under different operation conditions

图5为依据DI 106仪表测量的再生立管下斜管内的催化剂表观密度变化曲线。由图5可知,工况Ⅰ的催化剂密度波动范围和波动频次大于工况Ⅱ的。工况Ⅰ时,下斜管内催化剂密度时均值约620 kg/m3,波动范围为0～650 kg/m3,测量时间段内出现5次波动,波动时间点与反应温度相对应,说明再生立管内催化剂流态直接影响反应温度;工况Ⅱ时,下斜管内催化剂密度时均值约410 kg/m3,波动范围为200～430 kg/m3,测量时间段内催化剂密度仅出现2次波动。

图5 再生立管内催化剂密度变化曲线Fig.5 Catalyst density profiles in the regenerated standpipe

2.2 再生立管内催化剂流态判断

催化剂在再生立管内向下流动的过程中,伴随着气体的脱除和被压缩,立管内轴向压力逐渐升高,流化气体量不断减小。若立管足够长且无松动风,则催化剂空隙率(ε)会不断减少,最终接近填充流空隙率(ε0),而催化剂形成填充流态,因此立管需要设置间距合适的松动风,弥补流化减小的气体量。

依据Leung等[9,21-22]对立管的流态分析,再生立管中可能出现的2种输送操作工况,如图6所示。一般在立管入口和上部气-固两相滑落速度大,催化剂流动为密相流化。若此时通入的松动风量约等于立管内流化气体减小的体积,立管轴向压力逐渐增大,压力梯度呈线性分布,催化剂空隙率虽然减小,但始终大于初始流化态空隙率(εmf),见图6(a)。此时,滑阀压降和滑阀开度合适,反应温度稳定,是理想的操作工况。

若催化剂脱气速度过快或立管下部通入的松动风体积小于立管内减小的流化气体体积,立管压力梯度呈上大、下小的变化。立管上部催化剂输送为密相流化,空隙率逐渐减小,轴向压力不断增大;立管中下部的空隙率小于εmf时,催化剂流态转变为过渡填充流态或填充流态,轴向压力呈凸型分布,见图6(b)。在过渡填充流态时,沿立管向下催化剂空隙率继续减小直至等于填充流态空隙率ε0,轴向压力继续增大,如图6(b)中①线,此工况立管压力梯度小于密相流化态的。在填充流态时,催化剂空隙率不再变化,气体穿过催化剂间隙下行,轴向压力逐渐减小,立管压力梯度为正压差,如图6(b)中②线;此时,滑阀压降小、立管推动力不足,催化剂输送量受限,一般发生在滑阀突然关小的时候,需要快速对滑阀前堆积的催化剂进行松动,防止反应温度大幅度降低。

图6 再生立管内不同的催化剂流态Fig.6 Catalyst flow patterns in the standpipe

但实际上,由图3可知,工业FCC装置再生立管内催化剂的流态不同于图6中2种工况的催化剂流态。该装置再生立管结构是斜管、垂直管和斜管的组合,立管内部的催化剂流态比较复杂,由于松动风位置和松动风量设置不合理,再生立管内出现了3种催化剂流态。因此,根据图3实际工业FCC装置再生立管的压力分布,本研究构建工业FCC装置再生立管组合流态模型,如图7所示。

由图7可知:在立管上部,催化剂为密相流化态,压力梯度大;在立管中部,由于脱气和气体压缩效应催化剂形成过渡填充流,压力梯度降低;而立管下部通入的松动风量大于立管内气体减小的体积时,空隙率增大,催化剂流态由过渡填充流转变为密相流化,压力梯度升高。此时,反应温度、滑阀压降和斜管密度波动较大,操作不平稳,一般发生在采用低剂/油比操作、滑阀前松动风过量的工况。

图7 工业FCC再生立管内的组合流态Fig.7 Combined flow patterns in the industrial FCC standpipe

依据图3中再生立管的压力分布以及催化剂流态对立管压力分布的影响分析,可以判断该装置再生立管内的催化剂流态是多种流态组合。立管轴向任意两截面间的压差(Δp,k Pa)公式[6-7]为:

式(1)中:ρp为催化剂颗粒密度,kg/m3;g为重力加速度,m/s2;Δh为取压点之间的垂直高度,m。ρp(1-ε)gΔh表示势能压差,kPa;Δpf表示摩擦损失压降,k Pa。催化剂流态为流化态时,其势能压差远大于摩擦损失压降,Δpf可忽略不计,即:

因此,催化剂的表观密度(ρ)可表示为[1]:

由再生立管轴向压力分布和立管内催化剂流态分析可知:C0～C1截面和C2～C4截面间催化剂流态为流化态,催化剂表观密度计算符合式(3);C1至C2截面间催化剂流态为过渡填充流,Δpf较大不可忽略,催化剂密度约为初始流化态密度(ρmf)。

图8为再生立管轴向催化剂表观密度分布。工况Ⅰ时,C0～C1截面间催化剂流动状态为密相流化态,由式(3)计算可得,催化剂密度由550 kg/m3增至680 kg/m3,表明气泡上行,催化剂下行,为脱气区;C1～C2截面间催化剂密度由680 kg/m3增至850 kg/m3,说明催化剂产生堆积,催化剂流态转变为过渡填充流态;C2～C3截面间催化剂表观密度由850 kg/m3降至520 kg/m3,说明催化剂流态由过渡填充流态转变密相流态化;C3～C4截面间催化剂表观密度变化不大。工况Ⅱ时,C0～C2截面间催化剂表观密度的变化情况与工况Ⅰ时相同,C2～C3截面间催化剂表观密度由850 kg/m3降至480 kg/m3。

图8 再生立管催化剂表观密度变化曲线Fig.8 Catalyst apparent density curves in the regenerated standpipe

2.3 气-固两相运动状态及对反应温度的影响

对于FCC催化剂颗粒,当床层表观速度(uf)大于初始鼓泡速度(umb)时,床层内出现气泡,除umb的气体使床层呈现散式流化外,超过的(uf-umb)气量在床层内以气泡相存在,气泡相以外为散式流化的颗粒乳化相。立管内气泡的运动方向取决于气泡和乳化相的相对速度,当气泡上升速度大于乳化相下行速度时,气泡穿过乳化相上行,否则气泡向下运行。但斜管内气泡的流动方式与立管不同:当催化剂循环强度比较低时,斜管内受重力的影响气-固两相流易产生分层流,即气泡沿斜管上部上行,催化剂贴近斜管下部下行;当催化剂循环强度比较高时,催化剂夹带气体快速下行[23-25]。

图9为再生立管内气泡运行状态示意图。依据流态将立管内气-固流动划分为A、B和C区:A区为密相流化区,气泡在负压差作用下沿斜管上部上行,气泡来源为脱除的催化剂夹带的烟气和C1截面通入的松动风;B区为过渡填充流区,乳化相密度接近ρmf,无气泡;C区为密相流化区,由于其上方为高密度催化剂过渡填充流区,气泡只能被催化剂携带下行。

图9 再生立管中气泡流态Fig.9 Flow patterns of bubbles in the standpipe

若气泡被携带量小于C2和C3点通入的松动风量,剩余的松动风就会在下斜管上部形成大气泡。根据颗粒质量连续性方程(Fs=ρp(1-ε)usA)和催化剂表观密度公式(3),Fs和ρ随ε增大而减小。当ε增大时,Fs和ρ减小,导致反应温度降低,此时滑阀通过增大开度提高Fs,大气泡随催化剂排出再生立管,Fs和ρ增大,反应温度恢复;滑阀关小后,下斜管内再次形成大气泡,如此往复,操作产生较大的波动。当下斜管上部气泡较小时,反应温度和ρ波动较小;当气泡较多时,气泡连通在一起形成分层流,气泡通过DI106时形成连通压差回零,仪表记录的催化剂密度显示值回零,见图5,但实际上下斜管下部催化剂是连续输送的。

在A区,催化剂密度由550 kg/m3增至850 kg/m3,脱除气体体积流量(Qd,m3/h)公式为:

式(4)中,ρdense为700℃时再生器密相床层密度,kg/m3。

1.0 MPa蒸汽流经限流孔板的质量流量公式[6]为:

式(5)中:W为蒸汽质量流量,kg/h;dr为孔板直径,m;p为蒸汽压力,Pa;T为蒸汽温度,℃。

因此,蒸汽体积流量(Q,m3/s)计算公式为:

由式(4)、(5)和(6)可计算得到再生立管不同区域气泡体积流量,并可计算不同区域气泡表观速率(ub,m/s)。其计算公式为:式(7)中,A为立管横截面积,m2。

由图9再生立管不同区域气泡的运动状态分析可知:A区气泡运动方向向上,气泡体积流量包括催化剂脱除的气体体积流量(Qd)和C1截面通入的松动风流量(QC1);B区为填充流区,无气泡,流量为零;C区气泡体积流量包括C2与C3截面通入的松动风流量QC2和QC3,2种工况下B区的催化剂都是密实状态,C区气泡无法上行,故其运行方向向下。表3为再生立管不同区域气泡流量和速率。

表3 再生立管内的气泡参数Table 3 Parameters of bubbles in the standpipe

再生立管不同截面催化剂表观速率(us(Ci),m/s)公式为:

表4 再生立管内催化剂下行速率Table 4 Catalyst velocities in the standpipe

图10为2种工况下再生立管内催化剂和气泡的速率分布。工况Ⅰ时,催化剂从C区带离的松动风体积流量(Qvalve,m3/h)计算公式为:式中:ρvalve为再生滑阀前的催化剂平均密度(DI106),kg/m3;ρmf为B区催化剂密度,约850 kg/m3。催化剂密度由850 kg/m3降至620 kg/m3时,携带离开的气泡体积流量为366.6 m3/h,远小于C区通入的松动风总量681 m3/h,剩余的松动风聚集成为段塞气泡(Slug)较大,如图10(a)。大气泡影响空隙率和催化剂循环量,造成反应温度和斜管内催化剂密度大幅度波动。

图10 再生立管内气泡和催化剂的速度分布Fig.10 Velocity profiles of bubbles and catalyst in the standpipe

对于工况Ⅱ,催化剂密度由850 kg/m3降至410 kg/m3时,携带离开的气泡体积流量为606 m3/h,接近C区通入的松动风流量,剩余松动风形成的段塞气泡(Slug)较小,如图10(b),反应温度和催化剂表观密度波动较小。

因此,再生立管下部气泡聚集影响催化剂空隙率和催化剂循环量,是导致反应温度波动的主要原因。再生立管下部松动风流量的控制应保证立管下部气泡速率低于乳化相的下行速率,多余气泡尽量被催化剂全部带离再生立管进入提升管。操作调整时应注意:若反应温度大幅度波动,说明再生立管下部催化剂被过度流化,应根据催化剂循环量和斜管催化剂密度,定量计算并减少多余的松动风量;若反应温度稳定,但立管压力梯度降低,或滑阀开度增大,说明立管下部催化剂形成了填充流,应适当增大再生立管下部松动风量,防止滑阀开度过大。

3 结 论

在1.0 Mt/a FCC装置上,通过测量再生立管轴向压力分布,分析再生立管内催化剂密度和反应温度的变化,得出以下结论:

(1)立管轴向压力分布是立管内催化剂流动状态的宏观反映。该装置再生立管内出现了不同的催化剂流态组合,其中,上、下斜管内的催化剂流态为密相流化,中部直管段为过渡填充流。

(2)该装置再生立管A区为脱气区;B区由于松动风量不足形成过渡填充流;C区通入了过量的松动风。滑阀前大气泡的形成改变了催化剂空隙率与催化剂循环量,是下斜管内催化剂密度和反应温度产生波动的根本原因。

(3)再生立管轴向气泡的运动状态取决于松动风流量和催化剂循环量,在操作调整时,应核算气泡相和乳化相的运动速度,避免过度松动。

(4)根据实际生产数据,建立了一种工业FCC装置组合再生立管流态模型,可以用于再生立管流化问题的判断和操作调整。