王 明 勝

(中國石化揚(yáng)子石油化工有限公司，南京 210048)

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催化裂化裝置再生器尾燃原因分析及優(yōu)化措施

王 明 勝

(中國石化揚(yáng)子石油化工有限公司，南京 210048)

針對中國石化揚(yáng)子石油化工有限公司2.0 Mta催化裂化裝置再生器尾燃嚴(yán)重的情況，根據(jù)生產(chǎn)實際和燒焦理論，從裝置生焦量、再生器內(nèi)催化劑流化狀態(tài)、催化劑內(nèi)循環(huán)量、外取熱量和助燃劑的使用等方面討論了產(chǎn)生尾燃的原因并提出優(yōu)化措施。結(jié)果表明：再生器尾燃主要是因為上述因素對燒焦罐的燒焦溫度、焦炭反應(yīng)時間、催化劑上炭分布產(chǎn)生影響，使 CO 無法在燒焦罐中完全燃燒，從而進(jìn)入稀相段并發(fā)生劇烈反應(yīng)造成的；通過調(diào)整裝置生焦負(fù)荷、各再生催化劑輸送管路中的輸送風(fēng)量、控制合適的催化劑內(nèi)循環(huán)量和外取熱量等措施可緩解再生器尾燃現(xiàn)象。

催化裂化 再生器 燒焦 尾燃

中國石化揚(yáng)子石油化工有限公司(簡稱揚(yáng)子石化)催化裂化裝置設(shè)計規(guī)模為2.0 Mta，主要加工加氫處理后的常壓渣油和減壓渣油混合原料，由中國石化洛陽工程有限公司(簡稱洛陽院)設(shè)計。該裝置反應(yīng)部分采用中國石化石油化工科學(xué)研究院(簡稱石科院)開發(fā)的多產(chǎn)異構(gòu)烷烴和丙烯的 MIP-CGP 工藝，再生部分采用洛陽院開發(fā)的燒焦罐-二密床主風(fēng)串聯(lián)高效完全再生技術(shù)，與之配套的催化劑為石科院最新研究開發(fā)的 CMT-1 專用抗釩劑。

目前催化裂化裝置的原料密度(20 ℃)為 925～940 kgm3，殘?zhí)繛?4.0%～6.0%。裝置在滿負(fù)荷狀況下運(yùn)行較為平穩(wěn)，但仍存在再生器稀相超溫現(xiàn)象，其最高溫度曾達(dá)到 742 ℃，稀相、密相溫差高達(dá) 30～50 ℃。在再生器稀相嚴(yán)重超溫情況下，其內(nèi)部構(gòu)件易發(fā)生變形，嚴(yán)重時會造成設(shè)備損壞。這種現(xiàn)象被稱為二次燃燒，也叫尾燃。因此，本課題根據(jù)生產(chǎn)實際和燒焦理論，主要從裝置生焦量、再生器內(nèi)催化劑流化狀態(tài)、催化劑內(nèi)循環(huán)量、外取熱量和助燃劑的使用等方面對易引起尾燃的原因進(jìn)行分析并提出優(yōu)化措施。

1 再生器特點及主要操作參數(shù)

揚(yáng)子石化催化裂化裝置再生系統(tǒng)如圖1所示，待生催化劑經(jīng)待生斜管及滑閥進(jìn)入再生器燒焦罐下部，與自第二密相床來的再生催化劑混合并開始燒焦，在催化劑沿?zé)构尴蛏狭鲃拥倪^程中燒去焦炭，再生催化劑在燒焦罐頂部經(jīng)大孔分布板進(jìn)入第二密相床，剩余的少量焦炭及CO在高溫下最終完成整個燒焦過程。再生器的主要操作參數(shù)如表1所示。

圖1 再生系統(tǒng)示意

項 目數(shù) 據(jù)燒焦罐上部溫度∕℃695煙機(jī)入口溫度∕℃695再生壓力∕kPa298燒焦罐藏量∕t70第二密相床藏量∕t100主風(fēng)量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))∕(m3·h-1)275000燒焦量∕(t·h-1)23再生劑上炭含量,%0.08

2 易引起尾燃的原因分析

2.1 燒焦負(fù)荷

隨著上游渣油加氫裝置摻渣量提高，原料油性質(zhì)(見表2)變差，特別是殘?zhí)考澳z質(zhì)、瀝青質(zhì)含量偏高，造成裝置生焦量超出再生器最高燒焦負(fù)荷。在燒焦罐燒焦能力一定的情況下，生焦量大時造成焦炭被部分氧化生成 CO 的幾率大幅增加，CO 穿過床層到達(dá)稀相段，容易與氣相中剩余的 O2繼續(xù)發(fā)生完全氧化反應(yīng)。另一方面，由于燒焦負(fù)荷大，為控制合適的再生煙氣氧含量，主風(fēng)量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))達(dá)到 280 000 m3h(正常情況下為 255 000 m3h)，主風(fēng)量增加會降低氣相在第二密相床層中的停留時間，減少 O2與 CO 反應(yīng)的時間，使CO 無法完全燃燒，特別是在再生器徑向密度較小的區(qū)域，O2消耗量更小，多余的 O2就會穿過床層，在稀相中固相存在滑落與返混以及空隙率、軸向密度、溫度、氧濃度分布不均的環(huán)境下，CO 往往是在含氧較多的旋風(fēng)分離器出口處首先起燃，隨后引發(fā)全面的尾燃[1]。

表2 原料油的主要性質(zhì)

2.2 再生器床層偏流

對于穩(wěn)定的床層，應(yīng)該保持床層內(nèi)溫度穩(wěn)定，即床層內(nèi)溫度均一，但裝置目前的溫度分布偏差較大，再生器的溫度分布如表 3 所示。由表 3 可以看出，再生器中存在短流、偏流現(xiàn)象。出現(xiàn)上述情況的原因可能是再生器中催化劑分布不均勻，部分待生催化劑穿透了床層，進(jìn)入再生器四路斜管的輸送風(fēng)量大小不一，尤其在外取熱器 B 出料口輸送風(fēng)停用后，再生器稀相上部同一水平面上不同位置的溫差逐漸增大，表明氣流輸送風(fēng)不能完全抵消待生催化劑的下沖動能，部分催化劑直接跨過分布器進(jìn)入床層。這一點從主風(fēng)分布管下的溫度得到了證明：理論上主風(fēng)分布管下的溫度應(yīng)該等于主風(fēng)溫度(約200 ℃)，實際上約為220 ℃，說明有部分高溫催化劑穿透床層到達(dá)了主風(fēng)分布管下。床層的不穩(wěn)定性可造成再生催化劑燒焦不均勻，部分催化劑由于短流而未得到充分燒焦。此外，床層溫度升高必然使外取熱器的取熱量增大，大量溫度相對較低的催化劑返回?zé)构尴虏亢蠹觿×藷构薜撞康亩塘?、偏流現(xiàn)象。

表3 再生器的溫度分布

注：位置 a 和位置 b 為同一水平面上的不同位置。

2016年第二密相床底部溫度與外取熱器A上部密度的變化趨勢見圖 2。由圖 2 可以看出，再生器存在偏流現(xiàn)象，其中第二密相床底部位置 a 的溫度一直穩(wěn)定在 690～700 ℃，但位置 b 的溫度呈周期性變化，且在變化的過程中外取熱器A上部的密度隨之變化，說明外取熱器A的下料口出現(xiàn)了催化劑流化不暢的現(xiàn)象，當(dāng)催化劑堆積到一定程度時便急速進(jìn)入外取熱器A，導(dǎo)致其上部密度增加。對比外取熱器A和B的上部密度，外取熱器A的上部密度總是低于外取熱器B，在兩者催化劑藏量相當(dāng)?shù)那闆r下，其煙氣返回口的氣相量必然不同，最終對第二密相床上部的流化產(chǎn)生“撓動”，使燒焦罐中的偏流現(xiàn)象加劇[2]。

圖2 2016年第二密相床溫度與外取熱器上部密度的變化趨勢 —位置a的溫度; —位置b的溫度; —密度

2.3 催化劑內(nèi)循環(huán)量

再生器中催化劑內(nèi)循環(huán)量直接影響整個燒焦罐的溫度分布，若催化劑內(nèi)循環(huán)量過小，則燒焦罐底部溫度通常不足660 ℃，燒碳速率較低；此外，催化劑內(nèi)循環(huán)量過小時燒焦罐藏量無法提高，催化劑停留時間降低，影響燒焦效果，并且此時第二密相床藏量相對較高，易引起稀相催化劑濃度增加，進(jìn)入稀相的 CO 在氣體中催化劑顆粒熱阱的作用下起燃，隨后引發(fā)全面的尾燃[3]。若催化劑內(nèi)循環(huán)量過大，加上外取熱器出口冷催化劑的沖擊，增加了短路、死區(qū)和內(nèi)循環(huán)的幾率，顆粒的軸向返混系數(shù)增加，導(dǎo)致顆粒在燒焦罐內(nèi)的停留時間分布變寬，使得總燒炭強(qiáng)度降低，還會造成燒焦罐內(nèi)的氣體分布不均勻，從而使催化劑燒焦出現(xiàn)不均勻的情況[4]。從宏觀上看，即使燒焦后再生劑的平均炭含量可達(dá)到要求，但實際上由于床層內(nèi)催化劑分布不均勻，其停留時間也各不相同，再生劑個體顆粒的炭含量存在差異。炭含量較高的催化劑顆粒進(jìn)入第二密相床后，雖然其中的氧含量明顯比燒焦罐低，但稀相中沒有氣泡相和乳化相，氧氣傳遞阻力很小，環(huán)境溫度高，使炭更易燃燒[5]。

2.4 外取熱器取熱量

外取熱器取熱量主要從外取熱器出口催化劑溫度及循環(huán)量兩方面影響再生燒焦效果。一方面，經(jīng)取熱后的催化劑溫度僅為 550 ℃，與燒焦罐內(nèi)催化劑混合后使外取熱器出口區(qū)域的溫度僅為 650 ℃左右，低于 CO 起燃的最低溫度(683 ℃)，造成焦炭氧化生成的 CO 無法進(jìn)一步氧化成 CO2[6]；另一方面，外取熱器的催化劑循環(huán)量大于反應(yīng)器和再生器之間的催化劑循環(huán)量，對待生劑分布沖擊較大，使取熱器出口待生劑的徑向分布不均勻。燒焦罐底部的溫度分布見圖3。因來自待生斜管的催化劑溫度約為510 ℃，低于外取熱器出口催化劑溫度，理論上測點 a 的溫度應(yīng)較測點 d 高，但床層混合后情況正好相反，增加了待生催化劑向再生器外壁方向分布的幾率，特別是在開大外取熱器滑閥增加取熱量時，燒焦罐底部溫度差更大，造成整個燒焦罐的炭分布不均勻。

圖3 燒焦罐底部的溫度分布

2.5 CO助燃劑

雖然溫度對燒焦影響較大，但在再生器水熱條件和原料油重金屬含量偏高的環(huán)境下，高溫下催化劑的失活速率加快，因此不能僅僅通過提高再生溫度來強(qiáng)化再生效果。在未使用 CO 助燃劑時，即使在溫度接近 700 ℃的燒焦罐中，CO 的氧化反應(yīng)也進(jìn)行得很慢，而稀相段中氣相傳質(zhì)阻力小、環(huán)境溫度高、停留時間長，CO 在稀相段的反應(yīng)相當(dāng)快[7]。為防止二次燃燒，應(yīng)限制稀相中 CO 濃度，將絕大部分 CO 在燒焦罐內(nèi)燒掉。通過添加助燃劑可提高 CO 在燒焦罐中的燃燒速率，減少穿過床層的 CO 量。

由于助燃劑存在正常跑損、水熱失活以及再生煙氣中含硫化合物、含氮化合物對其活性具有抑制作用，需要定時加注助燃劑以保證系統(tǒng)內(nèi)助燃劑的含量穩(wěn)定。通過實際操作發(fā)現(xiàn)，在系統(tǒng)催化劑總藏量為 360 t 的情況下，助燃劑的日加入量為新鮮催化劑加注量的0.3%左右時助燃效果最佳，若助燃劑加注量過大，其濃度及活性過高，導(dǎo)致氧含量下降，反而對燒焦反應(yīng)產(chǎn)生不利影響[8]。

3 優(yōu)化措施

3.1 控制生焦量

控制再生器尾燃的最根本途徑是保證反應(yīng)生焦量低于再生器的再生負(fù)荷，因此考慮從改善原料油性質(zhì)、控制第二反應(yīng)器停留時間、保證催化劑活性等方面來降低裝置生焦率。具體措施為：①嚴(yán)格控制原料油中易縮合成焦炭的前身物含量，殘?zhí)坎淮笥?.5%；②注入終止劑，控制第二反應(yīng)器停留時間在 5.5～6.0 s，降低過度氫轉(zhuǎn)移反應(yīng)縮合生成焦炭的速率；③保證系統(tǒng)內(nèi)催化劑活性為 55～60，比表面積不低于 90 m2g，同時通過加入鈍化劑的方式將平衡劑上的銻鎳比控制在 0.35 左右，抑制鎳的脫氫反應(yīng)，在提高氫利用率的同時降低生焦率。通過采取上述措施，裝置生焦率由9.8%左右降低至約8.9%，燒焦量低于再生器極限燒焦負(fù)荷，再生器稀、密相溫度差降低約 12 ℃。

3.2 調(diào)整輸送風(fēng)量

由于燒焦罐底部受各路催化劑循環(huán)量的影響，出現(xiàn)徑向溫度差大的現(xiàn)象，正常情況下，主風(fēng)分布對再生器的影響無法改變，但可以通過調(diào)整再生器中4個斜管底部的輸送風(fēng)量來改善催化劑的分布。由燒焦罐底部的溫度分布(圖5)可以看出，受外取熱器出口催化劑溫度及沖動能的影響，測點A區(qū)域的溫度較其它區(qū)域低，但待生劑含量最高。因此，提高待生劑及內(nèi)循環(huán)催化劑在燒焦罐底部的分布將同時消除待生劑分配不均和徑向溫差大的不利局面。在實際操作中，將待生斜管底部輸送風(fēng)量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))由 4 000 m3h 提高至 6 000 m3h，內(nèi)循環(huán)斜管底部輸送風(fēng)量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))由 2 200 m3h 提高至 4 500 m3h；同時外取熱器A出口輸送風(fēng)量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))由4 000 m3h 降低至 3 000 m3h，外取熱器B出口輸送風(fēng)量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))由 4 000 m3h 降低至 0。最終燒焦罐底部徑向溫差由最高 33 ℃ 降低至 18 ℃，表明燒焦罐內(nèi)催化劑的分布狀況得到優(yōu)化，有利于改善燒焦效果。

3.3 控制合適的催化劑內(nèi)循環(huán)量

3.4 控制合適的外取熱量

圖4 外取熱器下滑閥開度對稀相、密相溫度的影響

3.5 其它措施

正常運(yùn)行時可以通過調(diào)整操作細(xì)節(jié)來減輕尾燃情況的發(fā)生。具體做法為：①外取熱量的調(diào)整應(yīng)緩慢操作，避免燒焦罐藏量及溫度變化過大對燒焦產(chǎn)生不利影響；② CO助燃劑的加注量為新鮮劑加入量的0.3%，且分2～3次加入，保證系統(tǒng)內(nèi)助燃劑活性的均衡；③穩(wěn)定待生及再生斜管的流化狀態(tài)，將兩個斜管敏感松動點的松動風(fēng)孔板由 Φ3 mm 改成 Φ5 mm，調(diào)整松動風(fēng)壓力比斜管內(nèi)壓力高 0.15 MPa，使斜管內(nèi)的流化達(dá)到最佳狀態(tài)。

4 結(jié) 論

(1)再生器尾燃現(xiàn)象與裝置生焦量、再生器內(nèi)部流化狀態(tài)、催化劑內(nèi)循環(huán)量、外取熱器取熱量、CO 助燃劑的使用有關(guān)。上述因素對燒焦溫度、焦炭反應(yīng)時間、炭分布產(chǎn)生影響，使 CO 無法在燒焦罐內(nèi)完全燃燒，從而進(jìn)入稀相段并發(fā)生燃燒反應(yīng)。

(2)通過控制裝置生焦量、改變再生器內(nèi)部流化狀態(tài)、控制合適的催化劑內(nèi)循環(huán)量和外取熱器量等方法可緩解再生器尾燃現(xiàn)象。

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[3] 陳俊武.催化裂化工藝與工程[M].2版.北京：中國石化出版社，2005：1299-1311

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簡 訊

Calumet公司的4 cSt Ⅲ類基礎(chǔ)油投產(chǎn)，成為美國第一家Ⅲ類油生產(chǎn)商

美國Calumet公司開始在路易斯安那州Shreveport的煉油廠生產(chǎn)Ⅲ類基礎(chǔ)油，成為美國第一家從原油直接生產(chǎn)Ⅲ類基礎(chǔ)油的公司。該公司將只生產(chǎn)4 cSt的Ⅲ類基礎(chǔ)油(品牌為Calpar 4GⅢ，黏度指數(shù)為123)，具體產(chǎn)能及技術(shù)信息不詳，可能是通過提高加氫轉(zhuǎn)化裝置的苛刻度并犧牲一部分Ⅱ類基礎(chǔ)油產(chǎn)能實現(xiàn)了Ⅲ類基礎(chǔ)油生產(chǎn)。該產(chǎn)品尚未得到美國API和OEM的認(rèn)證，因此外銷市場有限，將主要在本公司內(nèi)部使用。

北美洲每年消費(fèi)1.10～1.20 Mt Ⅲ類基礎(chǔ)油，占全球產(chǎn)能的16%或17%。北美洲地區(qū)Ⅲ類油產(chǎn)能主要集中在Holly Frontier公司在加拿大安大略湖的加拿大石油公司，產(chǎn)能195 kta，僅占全球3%。此外，美國佐治亞州的基礎(chǔ)油再生商Avista Oil公司稱具備Ⅲ類油8 kta的產(chǎn)能。此外，Puralube和NexLube Tampa公司正在佛羅里達(dá)州建基礎(chǔ)油煉廠，計劃2018年底投產(chǎn)，Ⅲ類油產(chǎn)能約為1 040～1 170 bbld(1 bbl≈159 L)。

[黃麗敏摘譯自Lube Report，2017-05-03]

REASON ANALYSIS OF AFTERBURNING IN FCC REGENERATOR AND OPTIMIZATION MEASURES

Wang Mingsheng

(SINOPECYangziPetrochemicalCompany，Nanjing210048)

The reasons for the poor combustion of off-gas in generator of FCCU with capacity of 2.0 Mt/a in SINOPEC Yangzi Petrochemical Co.Ltd，were analyzed from factors of coke make，catalyst fluidized state in the regenerator，catalyst amount in circulation，external heat quantity，and combustion promoter used.These factors are proved to influence on the coke burning temperature in coke burning tank，the coke oxidation reaction time and the carbon distribution on the catalyst，resulting in incomplete combustion CO entering into the dilute phase and occurring a violent react ion.By adjusting the coke make of device，the air flow in the transportation pipeline for the regenerated catalyst，control the appropriate amount of catalyst in circulation and external heat，the burning of tail gas can be alleviated.

catalytic cracking； regenerator； carbon burning； afterburning

2017-02-10； 修改稿收到日期： 2017-04-24。

王明勝，碩士，從事催化裂化生產(chǎn)技術(shù)工作。

王明勝，E-mail：mm091602@163.com。