催化裂化装置再生器烧焦效果分析及改进措施

1、中外能源第1期SINO-GLOBALENERGY·87·催化裂化装置再生器烧焦效果分析及改进措施童三和(中国石化九江分公司，江西九江332004)摘要介绍了中国石化九江分公司套催化裂化装置烧焦效果较差的原因，包括实际烧焦风量不能满足烧焦需要、再生器床层稳定性差、外取热器催化剂返回造成低温区域的存在以及密相床层操作线速偏低。针对再生器存在问题，进行了减少外取热器风量，提高床层烧焦风量，提高烧焦强度等3个阶段的调整，使再生定碳稳定在了0.15%，并在计算后提出了进一步提高烧焦效果的改造设想。关键词催化裂化催化剂烧焦措施1前言催化裂化装置中烧焦的好坏直接决定了催化剂的再生效果，良

2、好的再生可保证催化剂的活性，提高轻质油收率，减少催化剂单耗。中国石化九江分公司套催化裂化装置(以下简称“催”)再生器采用单段不完全再生工艺。近些年，由于受各种原因影响，装置再生烧焦效果差，再生催化剂定碳较高(0.250.35)，已严重影响到催化剂活性，进而使装置催化剂单耗增高、产品分布变差(见表1)。表1单段不完全再生工艺主要指标项目控制指标装置实际指标图1所示。表2催反应再生系统关键操作参数项目反应压力/MPa再生压力/MPa反应温度/再生温度/混合进料量/(t·h-1)再生器总藏量/t反应器藏量/t烟气至烟机控制指标0.1250.1505156906951309025反应油气至分

3、馏塔CO2、CO，%烧焦强度/kg·(t·h)-1再生催化剂定碳，%(质量分数)催化剂单耗/(kg·t-1)33001200.100.200.40.56101101300.250.351.01.252装置现状催主要加工鲁宁管输油，加工能力1.0Mt/a，反应器为反再高低并列式提升管反应器。2000年，为提高重油掺渣能力，减少结焦，提高轻质油收率，外取热器自主风机来再生器渣油自罐区来回炼油自容303来蜡油自容302来催进行了技术改造：沉降器采用多段高效汽提段；提升管采用分段进料、混合温度控制和反应终止剂等多项技术；提升管出口采用VQS旋流快分技术；再生器采用待生催化

4、剂船型分布器逆流烧焦技术；新增1台小主风机和外取热器。2003年，为适应国家新汽油标准，完成MGD工艺技术改造。目前装置采用降烯烃主催化剂GOR-。反应再生系统主要操作参数见表2，催反应再生主要流程如提升管反应器3影响烧焦效果的原因分析再生过程是典型的气-固非催化反应，不仅受作者简介：童三和，高级工程师，1991年毕业于成都科技大学化学工程专业，目前主要从事技术管理工作。E-mail：yuanjian819中外能源·88·SINO-GLOBALENERGY2009年第14卷化学反应、流态化、传质等的控制，而且受烧氢、重金属污染、水蒸气等因素影响。因此，首先要对上述影响因素进

5、行分析、探讨，确认造成烧焦效果差的原因，再提出操作调整方向和相应改进措施。严重的短流、偏流现象。造成目前催床层稳定性较差的原因如下。分布器压降不够，不能稳定支撑床层。催分布管实际压降为10kPa，远大于0.31kPa的临界布气压降，能满足布气均匀要求。但稳定性压降系数只有0.23，远小于适宜的0.75，这说明分布管不能满足稳定支撑床层的要求。3.1烧焦风量不足催再生器内风量主要包括：由AV45主风机提供的风量，完全用于烧焦再生，1350m3/min(标准)；由小主风机提供的风量，其中305m3/min(标准)用于外取热器催化剂的提升、转向和流化，95m3/待生催化剂分布不均匀，部分待生催化剂穿

6、透了床层。待生催化剂在进入再生器后通过“船型”分布器进行分配以达到均匀配料。船型分布器设有8个溢流槽，底部设有气流输送管。然而，船型分布器的效果较差，且在待生斜管下料的第象限最为严重。这是由于气流输送风不能完全抵消待生催化剂下冲动能，部分催化剂直接跨过船型分布器进入床层。这一点从主风分布管下温度得到了证明：理论上主风分布管下温度应该等于主风温度min(标准)并入主风机风量。在外取热器内，由于盘管取热造成整个外取热处于相对低温状态，用于外取热提升、转向和流化的风量烧焦效果几乎可以忽略不计。因此，实际用于烧焦的风量为1445m3/min(标准)。基于该风量，可计算理论最大烧焦量(总烧焦)1。按照完

7、全再生考虑，C/H为16.47，空气密度为1.29kg/m3，实际烧焦氧量为18207kg/h。则计算结果为：烧氢量304kg/h，烧碳量5007kg/h，总烧焦5311kg/h。这只是实际烧焦量的53%，与装置实际烧焦量差异太大。(140)，实际为297，说明有高温催化剂穿透床层到达了主风分布管下。同时，第象限溢流槽相对较多(4个)，因而从第象限进入密相的催化剂量也较多，从而加剧了第象限轴向、径向温差增大。床层的不稳定性可造成：再生催化剂烧焦不均匀，部分催化剂由于短流而未得到充分烧焦，如图3中的黑色颗粒，可认为基本无烧焦效果；第3.2再生器床层稳定性差对于稳定的床层，应该保持密相区内温度稳定

8、，即床层内温度均一。催密相床层温度分布情况见表3(其中T218热电偶已坏，无法测量温度)。各热电偶分布(主风分布管标高0.8m)如图2所示。象限的催化剂烧焦负荷过大。80m图3催化剂烧焦显微照片床层稳定性差是单段低速率再生器固有的缺T218T216T219T217待斜221T222再斜点，这主要由单段低速率再生器的大直径床层所引起。这一点在催表现的尤为明显。根本原因是再生器床层线速低，造成床层返混严重烧焦强度低，流化不好。T2233.3外取热器返回催化剂对烧焦影响由于重油催化裂化的生焦量大，烧焦后热量过从床层的径向分布来看，T216、T217、T219存在明显径向温差，最大温差42，这说明床层

9、中存在剩，所以一般催化装置都设有外取热器以取走多余热量，保持反应再生系统的热平衡。催化剂自密相第1期童三和.催化裂化装置再生器烧焦效果分析及改进措施·89·分布管上3.25m处进入外取热器；返回标高在分布管上1.45m，返回温度510。外取热器返回量包括提升风178m3/min(标准)，催化剂循环量110t/h。由于循环量大，催化剂返回温度低，不可避免地对床层稳定性和烧焦效果造成影响：个单位，因此再生过程中最大限度降低催化剂定碳，能有效保证催化剂活性，进而影响到整个反应系统的产品收率、产品分布、催化剂单耗等重要指标，这对催化裂化装置的重要性是不言而喻的。对于老的单段再生工艺

10、，通过改善催化剂分布、提高操作线速等措施可以使再生定碳降到0.1%以下。而从催的实际定碳情况来看(见表1)，由于设备和工艺操作的原因，再生定碳长期保持在0.3%以上，这与单段再生工艺可以达到的水平有较大差距。通过上述分析，确认了造成催再生定碳高的主要原因，也提供了操作调整路径，确定了催的再生器工艺调整方向。自2003年10月起，分3个阶段对再生器工艺参数作了几次大的调整，达到降低再生催化剂定碳的目的。由于烧焦反应速率在高温下对温度很敏感，如700下反应速率常数是600下的4.85倍。大量低温催化剂降低了返回区域的密相床层温度、径向温差大，降低该区域内的烧焦强度。部分返回催化剂直接穿透了床层，破

11、坏了床层的稳定。在检修过程中发现，唯一发生主风分布管喷嘴磨损的区域就是正对外取热返回管返回口，由此可见是由于外取热催化剂穿透至分布管下，造成催化剂磨损喷嘴。3.4操作线速的影响操作线速对烧焦的影响反映在对床层稳定性和对氧传递速率两方面的影响2。由于密相床层气体线速较低，不能支撑大直径床层，同时无法抵御待生催化剂和外取热催化剂进入床层的冲击，造成了床层的短流、床层穿透等现象，直接影响了烧碳效果。从烧焦动力学的分析中可知，其结果都远远大于实际烧焦，但从传质动力学的分析却小于实际烧焦。对比其他装置氧传递速率(见表4)可见，影响催烧焦的关键因素是氧传递速率过小。影响氧传递速率的主要因素是床层线速，由于

12、烧焦中对于小直径催化剂内扩散和气膜扩散阻力很小，因此可以忽略不计。表4不同装置氧传递速率比较装置氧传递模型烧碳强度/kg·(t·h)-14.1第一阶段2003年10月，对再生器工艺参数进行了第一次大的调整，主要对外取热器风量进行了调配，减少外取热器风量。这样做的目的是提高实际用于床层的烧焦风量，提高外取热返回催化剂温度，减少低温催化剂返回引起的床层混流、短流现象，增加烧焦强度。调整前、后的操作参数见表5。表5第一阶段再生器操调整参数变化项目热蜡进料量/(t·h-1)冷蜡进料量/(t·h-1)渣油进料量/(t·h-1)回炼油进料量/(t·

13、;h)-1测量点调整前调整后GJ339GJT309GJT206GJ216FRC2120FRC2121FRC2122-1801035294501781212714830.1536956785021.374700.680.02215.380.562.608515333045094.58.01121585.50.1546896695211.344500.720.02318.580.881.32小主风总量/(m3·min-1)流化风量/(m3·min-1)松动风量/(m3·min-1)提升风量/(m·min)-1镇海炼化石家庄炼化福建炼化九江石化再生器主风流量/

14、(m·min)3FIC-4BPJT202T217T213T21141424153419951306再生器顶压力/MPa再生器密相床温度/烟气出口温度/外取热器返回温度/待生催化剂定碳，%床层密度/(kg·m-3)床层线速/(m·s-1)平均氧分压/MPa4改进措施由于催受加工原油性质变化频繁的影响，生焦和烧焦负荷变化较大，因此提高烧焦效果并不是指单纯提高烧焦负荷，而应着眼于降低再生催化剂定碳，提高烧焦负荷仅仅是降低再生定碳的手段。催化剂上的焦炭实际存在于催化剂的微孔中，在催化剂定碳高的情况下，催化剂微孔堵塞，催化剂有效表面积降低，造成活性下降。相关研究表明，在催化

15、剂中焦炭上升0.1%的情况下，活性下降4CO2，%CO，%O2，%注：表中的风量数值均为标准状态下的数值。此次调整主要内容：保持小主风不变，改变各中外能源·90·SINO-GLOBALENERGY2009年第14卷路风量的分配，特别是把不具备烧焦效果的流化风量大幅降低从178m3/min(标准)降至94.5m3/min(标准)。由于催化剂的起始流化速度为1.1mm/s，因此对于该路风量只需较小风量就能保证外取热器的流化正常。节余的风量并入主风分布管作为密相烧焦风量。从调整后的操作上看，外取热器操作平稳，未出现流化和催化剂循环问题；外取热器整体温度有不同上升，其中输送管返回再

16、生器的温度上升了4.2第二阶段经过第一阶段的调整，再生定碳由平均0.3%下降至0.19%，烧焦取得了较大的改善，但仍有较大的提高余地。从单段再生工艺运行状况来看，良好的烧焦可以使再生定碳降至0.05%以下。2004年2月，对工艺参数作了第二次大的调整，主要从动力学入手，通过提高烧焦强度来提高烧焦效果，以求将定碳降至0.1%(催化裂化装置平均水平)以下。4.2.1基于反应动力学的操作调整在降低定碳前提下，影响反应动力学烧焦的主要因素在于反应速率常数和氧分压，而影响反应速率常数的主要因素是烧焦温度；在烟气氧浓度一定的情况下，影响氧分压的主要因素是操作压力。因此，为提高反应动力学烧焦效果，应提高再生

17、温度和操作压力。2004年2月6日，对催再生压力、再生温度进行了调整(见表7)。表7基于反应动力学调整前、后参数项目热蜡进料量/(t·h-1)渣油进料量/(t·h)-11520，达到521，有利再生器的烧焦。操作调整后，由于有效烧焦风量的增加，密相区氧浓度发生变化，烧焦量增加；再生催化剂颗粒中无烧焦效果的黑色催化剂颗粒明显减少(见图4)；催化剂在再生器内的烧焦分布得到了改善，减少了催化剂短流现象。80m时间调整前调整后8022-177271067.5130907000.16015.871.281.30流化风量(标准)/(m·min)31128.7123906950

18、.15515.51.472.1图4第一阶段调整后催化剂显微图片松动风量(标准)/(m3·min-1)提升风量(标准)/(m3·min-1)再生器藏量/t再生温度/再生器顶压力/MPa利用计算理论烧焦变化，并假设循环量不变的情况下，计算结果见表6。表6第一阶段操作调整前、后烧焦及定碳变化项目整体反应模型拟均相反应模型烧焦强度/(kg·t)-1CO2(平均)，%CO(平均)，%O2(平均)，%调整前调整后141141141135780.250.19140141141135166Mcketta经验模型停留时间模型氧传递模型调整前调整后理论上，提高再生压力和再生温度会带来

19、烧焦强度的大幅上升，然而实际的定碳情况却没有反应出这一点，待生定碳仅从5日的0.26%下降至实际定碳，%0.24%，考虑到分析误差，这个降低几乎可以不考虑。这个结果证明，反应动力学控制不是催烧焦的控制步骤，因此调整再次回到了如何增加氧传递速率，从传质上提高烧焦效果。基于以上原因，催退回到原来的操作温度和操作压力上。从表6可以看出，整体模型等计算均无大的变化，唯一发生变化的是氧传递模型。这说明提高有效烧焦风量虽然能提高氧浓度，但对烧焦动力学控制的模型并无大的影响，主要影响在于提高有效烧焦风量后，密相床的表观线速得到大的提高，极大地提高了氧传递速率，应用氧传递模型后烧焦结果约增长了112%，可见在

20、目前操作工况下，提高密相床主风线速是提高催化烧焦的最有效手段。4.2.2基于传质动力学上的调整从基于传质动力学的氧传递模型分析：提高烧焦风量是提高烧焦效果的最直接的方法，它带来的直接效果是提高气体线速、增加氧分压。2004年2月8日，车间对再生风量进行提量。小主风机风量第1期童三和.催化裂化装置再生器烧焦效果分析及改进措施·91·由397m3/min(标准)提至430m3/min(标准)。主风机的出口风量由1300m3/min(标准)逐渐提至1400m3/min表9外取热器主风分布调整前、后工艺参数项目热蜡进料量/(t·h-1)渣油进料量/(t·h)-1

21、时间调整前调整后(标准)。此后由于随后再生器稀相出现尾燃现象，二旋入口温度最高点到达720，烟机入口温度由7727957.5130907000.16015.871.281.307727727.5130907000.16015.871.281.30630快速上升至670(设计值为670)。为保持烟机安全运行，又将风量逐步降至1350m3/min(标准)后，稀相尾燃现象消失，操作逐渐正常。调整后基于氧传递模型的再生烧焦强度有较大变化(见表8)。表8第二阶段主风量调整氧传递模型计算项目表观线速/(m·s)-1流化风量(标准)/(m3·min-1)松动风量(标准)/(m3·

22、;min-1)提升风量(标准)/(m3·min-1)再生器藏量/t再生温度/再生器顶压力/MPa调整前调整后CO2(平均)，%CO(平均)，%O2(平均)，%0.685460-10.707450138290.4125.3密相密度/(m·s-1)氧传递系数/kg·(t·MPa·h)氧传递模型烧焦强度/kg·(t·h)-1实际烧焦强度/kg·(t·h)-1126281.8120.1表10氧传递模型计算结果项目氧传递系数/kg·(t·MPa·h)-1理论烧焦强度/(kg·

23、t-1)实际烧焦强度/(kg·t-1)调整前调整后13481221151417127123经过风量的调整，再生烧焦效果有较好的改善，9日再生催化剂待生定碳由0.25%降至0.15%。4.3第三阶段在第二阶段的调整中，当主风量提高至此次调整再生催化剂定碳下降幅度最大。调整后2h采样，催化剂定碳由0.15%下降至0.08%；调整后催化剂色泽均匀，已基本消除了由于短流造成的黑色高含碳颗粒(见图5)。这是催烧焦能达到的最好水平，但由于尾燃等原因，该操作未能长期保持。200m1400m3/min(标准)时，2号旋分器入口出现了较严重的尾燃现象，制约了主风量的进一步提高。从再生器结构分析可知，该

24、组旋分为正对外取热器流化风返回口上方的旋分入口。因此第三阶段的调整以调整外取热器风量分布，提高有效烧焦风量，同时在风量分布改善减少尾燃的情况下，最大限度提高主风量。2004年2月12日，开始将外取热器流化风由95m3/min(标准)降至72m3/min(标准)；将其余的风逐渐并入小主风分布环内，由87m3/min(标准)逐渐提至121m3/min(标准)(已超仪表量程)。随后，再生器稀、密相温度均上升，密相为708，稀相温度一般在700，其中二旋入口最高点温度为726左右。外取热器各点温度上升至600左右，其返回管温度由555上升至587。调整前、后的操作工艺参数见表9。调整后，主风分布管下温

25、度下降了8，这说明调整极大改善了床层分布，对提高烧焦有很大帮助。对2003年10月外取热的计算可知，外取热风量调整对反应动力学的烧焦计算无影响，调整后密相烧焦风量增加，只对于氧传递模型影响较大。氧传递模型分析计算见表10。图5第三阶段调整后催化剂显微照片至此，经3个阶段调整，催再生定碳稳定在0.15%左右，达到了提高烧焦效果的目的。4.4改造设想虽然通过3个阶段的操作调整，催的烧焦曾一度将再生定碳降到了0.08%，但无法长期保持，最终稳定在0.15%的水平上。若要将再生定碳降到0.1%以下，必须对装置进行改造，因此提出了进一步的改造设想。根据计算，制约催烧焦的主要因素是氧传递速率，而增加氧传递速率最有效的方法是提高床层线速，改善床层稳定