范文一:催化裂化装置的设备选材
炼 油 技 术 与 工 程
2004年8月 PETROLEUMREFINERYENGINEERING 第34卷第8期
催化裂化装置的设备选材
贾起亮
中国石化集团洛阳石油化工工程公司(河南省洛阳市471003)
摘要:论述了设备的正确选材对催化裂化装置长周期运行的重要性,分析了催化裂化装置不同部位的腐蚀特点,对各部位的选材提出了依据和建议,指出了一些材料的适用范围和使用局限性。
关键词:催化裂化装置 设备 材料 腐蚀
目前,国内炼油厂加工进口原油的比例在不断提高,尤其是沿江、沿海各大炼油厂越来越依靠直接加工高硫原油,其中中东原油占很大份额。中东原油的硫含量普遍较高,一般在2.52%~2.85%,加剧了设备的腐蚀,影响装置的长周期运行。另一方面,装置的大型化对长周期安全可靠运行提出了更加严格的要求:由一年一大修,到三年二修甚至三年一大修。设备的合理选材是确保装置长周期运行的关键,这就要求设计人员首先对选材有一个全新的观念,并对装置薄弱环节,不同的腐蚀类型及其相应对策有充分的把握。1 设备选材应考虑的主要问题
合理选材是确保装置长周期运行的首要条件,应充分考虑以下几个因素: 装置的安全可靠性; 装置的操作寿命;!装置的维修费用及对生产造成的损失;?材料的适用性及可获得性;#材料的价格合理性。
2 催化裂化装置的主要腐蚀类型2.1 硫腐蚀
原油中的硫化物主要是硫醇、硫化氢、多硫化物和元素硫,这些硫化物中参与腐蚀反应的主要是H2S,硫醇和易分解成H2S的硫化物,这些都可称为活性硫。硫化物分解与腐蚀主要体现在以下几个阶段。
(1)240~340?,硫化物分解生成H2S,腐蚀开始,并且随着温度的升高,腐蚀逐渐加重,如硫化氢早已存在,从200?开始,干H2S就可以和铁皮(2)340~400?,H2S开始分解为H2和S,元素S和铁的作用极强烈,腐蚀大大加快。
(3)426~430?,高温硫对设备腐蚀速度最快。
上述情况构成了催化裂化装置高温硫腐蚀的条件,主要发生在催化裂化分馏塔下部、油浆换热系统中的分馏二中段油浆蒸汽发生器,原料油循环油浆换热器,循环油浆蒸汽发生器,原料油开工加热器等处。
另外几种湿H2S的腐蚀环境如H2S HCl H2O,H2S HCN H2O,H2S H2O,对设备构成的腐蚀也十分严重,主要腐蚀形态是全面均匀腐蚀,坑蚀以及硫化物应力腐蚀破裂,对设备壳体的腐蚀呈点状坑蚀。在整个催化裂化装置中发生湿H2S腐蚀的主要是分馏塔顶冷凝系统,吸收稳定系统和产品精制部分中的液化石油气脱硫系统,湿H2S应力腐蚀破裂(SSCC)是受应力的钢及其它高强合金在湿H2S环境中产生的以裂纹方式出现的脆性破裂,它往往使钢材在比预想低得多的载荷下断裂,裂纹在湿H2S的环境中成长很快,表现出很大的破坏性。2.2 氧腐蚀
溶解氧的腐蚀一般发生在循环水系统和热水冷却系统。溶解氧最活跃的温度是在80~250?;如选用不锈钢,一是换热器成本大大提高,二是循环水中的pH值在弱酸性范围时,溶解氧会加速氯离子对不锈钢的孔蚀。对于炼油装置的循环水冷
收稿日期:2004-05-20。
作者简介:高级工程师,1983年毕业于华东化工学院机械工程系,获工学学士学位。从事压力容器设计及审核工作,曾负
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却系统要考虑氧腐蚀的防止措施。3 不同腐蚀环境的选材
3.1 高温硫腐蚀环境
(1)分馏塔下部,油气入口温度达425?左右,由于奥氏体不锈钢的线胀系数较大,GB150%89&钢制压力容器?2.2.10规定:
复层为奥氏体型的钢板,使用温度下限同基层钢板,使用温度上限为400?。
对于复层为铁素体型的钢板使用温度同基层钢板。
故奥氏体不锈钢复合钢板不适用于400?以上的高温系统。在这种情况下选用铁素体不锈钢OCr13Al为复层的不锈钢比较合适,对于分馏塔的下部几层塔盘和人字挡板,由于介质温度较高,宜选用OCr19Ni9和OCr13。
(2)对于催化裂化装置油浆系统和稳定塔顶重沸器等部位存在高温硫腐蚀的介质环境,管束进行渗铝是防止高温硫腐蚀的合理选择。
渗铝钢的表面显微硬度比母材提高了2~3倍,它的耐冲刷性能比1Cr18Ni9Ti好。
渗铝是提高钢材耐高温硫腐蚀性能的重要手段之一,实验结果表明,在硫化氢浓度为0.02M时,渗铝钢的耐高温硫腐蚀性能是18 8钢的2倍以上,说明渗铝钢表面致密、坚固,连续的氧化铝膜呈稳定的钝态,抑制了硫化氢的腐蚀。
在催化裂化装置的油浆系统换热器及吸收稳定系统稳定塔底重沸器等位置处的介质及温度形成了高温硫腐蚀环境,此时换热器材质选择10号,20号碳钢双面内外表面渗铝,管板与渗铝换热管采用强度焊将是适宜的选择。
3.2 低温湿硫化氢及Cl应力腐蚀环境
催化裂化装置的分馏塔顶冷凝系统、吸收稳定系统、产品精制的液化石油气脱硫部分普遍形成了湿硫化氢腐蚀环境。以前的设计规定是总压0.46MPa,且硫化氢分压不小于3.5kPa,而最近的经验认为在有水相的条件下,H2S质量分数大于50 g/g即会引起湿硫化氢应力腐蚀开裂。碳钢和低合金钢在20~40?温度范围内对应力腐蚀开裂的敏感性最强,因为硬度高,钢组织内的残余应力高,从微观组织上将促进裂纹的形成,钢的强度在539MPa,硬度在HRC20 22下一般来说是安全)-
钢均可采用HRC22这个最高硬度值作为可靠性标准,但是HRC并不是控制材料不发生SSCC的唯一标准。有时低于HRC22也可能发生破坏事故。SSCC往往发生在焊缝热影响区,特别是熔合线附
近,这就对焊后热处理提出了严格要求,即应充分消除焊缝附近的残余内应力。钢中的硫、磷含量高也加剧了应力腐蚀开裂,低强度等级的材料抵抗湿H2S应力腐蚀的能力比高强度等级的材料强很多。对于湿H2S环境下的一般容器用钢,如分馏塔顶油气分离器,气压机出口油气分离器,稳定塔顶回流油罐,干气分液罐,尾气分液罐等设备,综合国内的容器用材情况,宜选用20R而不宜选用16MnR,并且对任何厚度的容器都应进行焊后整体热处理,以降低焊缝及热影响区的硬度,消除加工及焊接残余应力。对于吸收稳定部分的塔体材质宜选用20R+OCr13Al材质。兰州炼油厂催化裂化装置的两台稳定塔底重沸器壳体材质为16MnR且没有进行焊后热处理,于1984%1985年相继发生了应力腐蚀开裂,开裂部位存在大量淬硬组织及回火不完全组织,腐蚀产物的硫质量分数高达8%~10%,属于典型的硫化物应力腐蚀开裂。
对于湿硫化氢环境中的换热器尤其是管束,适宜选择以下几种材料:
(1)双相不锈钢
所谓双相钢,即钢中的铁素体与奥氏体含量基本相等,其主要特点是低镍、低价格、低膨胀系数,高强度、高耐蚀性,高可焊性,特别是在Cl-和湿H2S环境中具有较强的抗应力腐蚀性能。以00Cr18Ni5Mo3Si2(3RE60)双相钢为例,其耐应力腐蚀的典型介质条件为:
Cl质量分数小于1000 g/g,温度<>
H2S质量分数约为5000 g/g,Cl-质量分数约为30 g/g,温度<>
由此可见其抵抗Cl和湿H2S应力腐蚀的能
力十分强。
目前双相不锈钢00Cr18Ni5Mo3Si2已纳入国家标准GB1220,GB3280,GB4237,给使用这种材料提供了方便。国外的大量应用实例如用SAF2205,3RE60等材料替代碳钢、13%~17%铁素体不锈钢和316等钢制造酸性气净化装置中的贫液/富液--
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预热器U型管以及加氢裂化装置空气冷却器中的管束,成功地解决了湿硫化氢和Cl-的应力腐蚀开裂问题。根据钢中的Cr,Mo,Ni含量而确定的抗点蚀能力评价、抗点蚀能力的顺序从高到低为:
SAF2205,3RE60(00Cr18Ni5Mo3Si2),316L,SAF2304,304L。
(2)Cr Al Mo系列低合金钢
该系列材料主要有:09Cr2AlMoRE和08Cr2AlMo。
09Cr2AlMoRE是在原抗湿硫化氢应力腐蚀钢种12Cr2AlMoV基础上改进的新钢种,通过取消钒和降低碳含量,使其具有更为良好的焊接性能和机械加工性能,同时由于碳含量的降低,进一步提高了钢材的抗腐蚀性能,用与钒一样具有细化晶粒的化学元素铌(Nb)或稀土(RE)来代替具有焊接缺陷的钒,不仅改善了焊接性能,而且还增加了钢材的属性、抗氧化性及耐蚀性。由于稀土在炼钢中起脱氧和脱硫的作用,使钢材中的杂质含量大为降低,可将钢材中的实际硫质量分数控制在0.005%以下,比GB150%1998中要求的硫质量分数不大于0.035%低得多,因而具有极好的抗湿硫化氢应力腐蚀性能。另一方面,充分利用了抗腐蚀化学成分Cr,Al,Mo的抗腐蚀作用。
实验研究表明:在H2S质量分数979 g/g,100?的腐蚀环境中,09Cr2AlMoRE比10号碳钢的耐腐蚀性能提高近6倍。09Cr2AlMoRE钢换热器已在40多个石化企业得到良好应用效果,并积累了丰富的应用经验。
09Cr2AlMoRE适宜于下列情况:
液体介质中的Cl。09Cr2AlMoRE适用于在100?以上、Cl-质量分数不大于200 g/g和40?以下,Cl-质量分数不大于4000 g/g的环境。 液体介质中的H2S。09Cr2AlMoRE适用于在任何浓度的H2S腐蚀环境中使用,最适用的介质条件为HCN H2S CO2 H2O和H2S NH3 CO2 H2O。!液体介质中的HCN,09Cr2AlMoRE适用于在HCN质量分数不大于500 g/g腐蚀环境中使用,如催化裂化装置中的吸收稳定系统(HCN H2S CO2 H2O)。
?液体介质中的CO2。09Cr2AlMoRE适用于在任何浓度的CO2低温(不大于120?)腐蚀环境。
#甲基二乙醇胺(MDEA)。09Cr2AlMoRE适-
09Cr2AlMoRE在下列情况下使用有局限性,不推荐使用:
高温硫腐蚀介质中,其耐高温硫腐蚀性能和耐冲刷腐蚀性能不如不锈钢优越。
在高温环烷酸环境中应避免使用。
!不适宜用作重沸器的管束。
08Cr2AlMo也是基于12Cr2AlMoV(上102)、为解决湿H2S的抗应力腐蚀开裂而研制的原理也是保留了耐腐蚀元素Cr,Al和Mo的含量,降低钢中的碳含量并取消了钒元素,其合金化原理及追求的目标与09Cr2AlMoRE是一致的,即提高了钢中的纯净度,降低了钢的硬度,使该材料具有较好的可焊性及制造性,具有良好的抗H2S HCl H2O应力腐蚀能力,同时具有良好的高温力学性能及较低的脆性转变温度。08Cr2AlMo在焊接时不能采用不锈钢焊条或焊丝进行焊接,应采用专门相匹配的焊材相焊,否则将会在焊缝熔合线母材侧形成合金马氏体,熔合线的硬度可达HB341~405,最后将导致硫化氢应力腐蚀开裂。
08Cr2AlMo与09Cr2AlMoRE是同一类型的钢材,都在全国的石化行业中得到了广泛应用,都具有独特的优越性,也具有相同的局限性。在实际应用时应扬长避短,特别注意其使用的局限性。
(3)碳钢管束渗铝
渗铝钢耐高温硫腐蚀已获国内外公认,但对其用于低温或液相环境有争议,需对低温部分进行耐腐蚀试验,由试验结果确定是否采用渗铝钢,渗铝钢在洛阳石化总厂低温湿H2S环境下已获成功应用。4 膨胀节的选材
膨胀节应选择低碳、含钼的材料,如00Cr17Ni14Mo,00Cr20Ni25Mo,00Cr18Ni5Mo3Si2及00Cr18Ni12Mo2Ti等一类超低碳不锈钢,国内已相继开发成功了FN合金和B135两种替代材料。FN合金为Fe Ni基高温合金,是在Incoloy800合金的基础上研制的,两者均为Ni Fe Cr系合金,其与后者的差别主要是以铌作为稳定化元素,其力学性能,耐应力腐蚀,耐点蚀的能力都强于1Cr18Ni9Ti,但由于其Ni含量高,较之1Cr18Ni9Ti有明显的焊接热裂倾向。B315新材料是在Cr20Ni25的基础上根据耐腐蚀合金化的原理通过加入一些合金元
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腐蚀能力和高温力学性能,经实验验证B315具有较强的抗晶间腐蚀,点蚀,Cl-和高温硫腐蚀的能力,同时具有优良的力学性能和良好的可焊性。FN合金和B135均已在国内多家炼油厂得到成功的使用。
5 装置循环水系统的氧腐蚀及防治对策
根据中国石油化工总公司)中石化(93)生调字45号?文件要求,以循环水作为冷却介质的换热设备,循环水侧换热管应考虑防腐处理。由于循环水中的氧含量较高,其对金属的腐蚀相当严重,考虑到经济合理性和操作可靠性,目前主要是在碳钢管束内外喷防腐涂料。由于涂料使用的温度限制,在装置投产前蒸汽吹扫时,应采取相应的保护措施,否则,涂层将可能遭到严重的破坏。6 建 议
在设备选材时应充分了解设备的使用条件,
如温度、压力、介质环境等,同时也应充分了解每种材料的优点和使用局限性,尤其是一些材料发生失效的原因及条件,避免走弯路。对于渗铝钢应重视渗铝层的保护,确保管束与管板之间的焊接接头不受损伤,渗铝层从母材连续过渡到耐腐蚀的焊缝。
0Cr13在475?左右易出现脆化,同时其脆性大,焊接性能差,缺口敏感性强。Cr Mo钢的焊接需要焊前预热,焊后热处理。18 8等奥氏体不锈钢不适合用于Cl-存在的应力腐蚀环境。08Cr2AlMo和09Cr2AlMoRE作为防止湿H2S应力腐蚀的材料,具有各自独特的优点,但设备制造时,制造厂应向材料专利商详细了解材料的特点和特殊的焊接工艺和要求,避免由于不适宜的焊接导致材料的耐腐蚀性能下降或失效。同时避免强力组装,降低设备的残余应力水平,控制焊缝及热影响区的显微硬度。
(编辑 苏德中)
MATERIALSELECTIONFORFCCUNITEQUIPMENT
JiaQiliang
LuoyangPetrochemicalEngineeringCorporation,SINOPEC(Luoyang,Henan471003)
AbstractTheimportanceofcorrectmaterialselectionforlongperiodrunningofFCCunitisexpounded.Corro sioncharacteristicsindifferentpositionofFCCunithavebeenanalyzedandthebasisandsuggestionsformaterialselectionhavebeenproposed.Inaddition,theappropriaterangeandusagelimitsforsomematerialshavebeenpointedout.
Keywordscatalyticcrackingunit,equipment,material,corrosion
国外动态
烷烃异构化的新催化剂
Axens公司和AkzoNobel公司开发了新型高活性、低密度异构化催化剂ATIS 2L,用以使低辛烷值轻石脑油转化为高辛烷值汽油。
与AT 20异构化催化剂一样,ATIS 2L具有优异的活性,但其密度更低,使催化剂装载量较少,同时其铂含量也较低,耐水性能也有较大改善。
该催化剂已工业化应用近一年,操作条件为:液时空
1.6h,压力3.1MPa,氢和烃类一次通过。
进料C5/C6为0.65时,得到异构化油的RON为83~84。为全部转化所有正构烷烃,可将正构烷烃进行循环。Axens公司推出分子筛吸附分离技术Ipsorb和Hexorb,采用该分离循环系统,可使异构化油的RON分别达到89~90和91~92。
(钱伯章摘译自NPRAAM-04-49)
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范文二:催化裂化装置的主要设备
催化裂化装置的主要设备
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催化裂化装置设备较多,本节只介绍几个主要设备。
一、提升管反应器及沉降器
(一)提升管反应嚣
提升管反应器是进行催化裂化化学反应的场所,是本装置的关键设备。随装置类型不同 提升管反应器类型不同,常见的提升管反应器类型有两种:
(1)直管式:多用于高低并列式提升管催化裂化装置。
(2)折叠式:多用于同轴式和由床层反应器改为提升管的装置。
图5—8是直管式提升管反应器及沉降器示意图
提升管反应器是一根长径比很大的管子,长度一般为30~36米,直径根据装置处理量决 定,通常以油气在提升管内的平均停留时间1~4秒为限确定提升管内径。由于提升管内自下而上油气线速不断增大,为了不使提升管上部气速过高,提升管可作成上下异径形式。
在提升管的侧面开有上下两个(组)进料口,其作用是根据生产要求使新鲜原料、回炼 油和回炼油浆从不同位置进入提升管,进行选择性裂化。
进料口以下的一段称预提升段(见图5—9),其作用是:由提升管底部吹入水蒸气(称预 提升蒸汽),使由再生斜管来的再生催化剂加速,以保证催化剂与原料油相遇时均匀接触。 这种作用叫预提升。
为使油气在离开提升管后立即终止反应, 提升管出口均设有快速分离装置,其作用是使 油气与大部分催化剂迅速分开。快速分离器的 类型很多,常用的有:伞帽型,倒L型、T型、 粗旋风分离器、弹
射快速分离器和垂直齿缝式 快速分离器(分州如图5—10中a、b、c、d、e、f所示)。
为进行参数测量和取样,沿提升管高度还 装有热电偶管、测压管、采样口等。除此之外,提升管反应器的设计还要考虑耐热,耐磨 以及热膨胀等问题。
(二)沉降器
沉降器是用碳钢焊制成的圆筒形设备,上段为沉降段,下段是汽提段。沉降段内装有数 组旋风分离器,顶部是集气室并开有油气出口。沉降器的作用是使来自提升管的油气和催化剂分离,油气经旋风分离器分出所夹带的催 化荆后经集气室去分馏系统;由提升管快速分 离器出来的催化剂靠重力在沉降器中向下沉 降,落入汽提段。汽提段内设有数层人字挡板 和蒸汽吹入口,其作用是将催化剂夹带的油气用过热水蒸气吹出(汽提),并返回沉降段,以便减少油气损失和减小再生器的负荷。
沉降器多采用直筒形,直径大小根据气体(油气、水蒸气)流率及线速度决定,沉降段线速一般不超过0.5~0.6米/秒。沉降段高度由旋风分离器科腿压力平衡所需料腿长度和所 需沉降高度确定,通常为9~12米。 汽提段的尺寸一般由催化剂循环量以及催化剂在汽提段的停留时间决定,停留时间一般 是
1.5~3分钟。
二、再生器
再生器是催化裂化装置的重要工艺设备,其作用是为催化剂再生提供场所和条件。它的 结构形式和操作状况直接影响烧焦能力和催化剂损耗。再生器是决定整个装置处理能力的关
键设备。图5—11是常规再生器的结构示意图。
再生器由简体和内部构件组成。
1.筒体
再生器筒体是由A3碳钢焊接而成的,由于经常处于高温和受催化剂颗粒冲刷,因此筒体 内壁敷设一层隔热、耐磨树里以保护设备材质。筒体上部为稀相段,下部为密相段,中间变 径处通常叫过渡段。
1)密相段 密相段是待生催化剂进行流化和再生反应的主要场所。在空气(主风) 的作用下,待生催化剂在这里形成密帽流化床层,密相床层气体线速度一般为O.6~1.O米/ 秒,采用较低气速叫低速床,采用较高气速称为高速床。 密相段直径大小通常由烧焦所能产生的湿烟气量(可计算得到)和气体线速度确定。密 相段高度一般由催化剂藏量和密相段催化剂密度确定,一般为6~7米。
2)稀相段 稀相段实际上是催化剂的沉降段。为使催化剂易于沉降,稀相段气体线 速度不能太高,要求不大于0.6~0.7米/秒, 因此,稀相段直径通常大于密相段直径。稀相 段高度应由沉降要求和旋风分离器料腿长度要求确定,适宜的稀相段高度是9~11米。
2.旋风分离器
旋风分离器是气固分离并回收催化剂的设 备,它的操作状况好坏直接影响催化剂耗最的大小,是催化裂化装置中非常关键的设备。图 5—12是旋风分离器示意图。
旋风分离器由内圆柱筒、外圆柱筒、圆锥筒以及灰斗组成。灰斗下端与料腿相连,料腿 出口装有翼阀。
旋风分离器的类型很多,常用的有杜康型,布埃尔型,PV型旋风分离器是我国新研制 出的一种高效旋风分离器。
旋风分离器的作用原理都是相同的,携带催化剂颗粒的气流以很高的速度(15~25米/ 秒)从切线方向进入旋风分离器,并沿内外圆柱筒间的环形通道作旋转运动,使固体颗粒产 生离心力,造成气固分离的条件,颗粒沿锥体下转进入灰斗,气体从内圆柱筒排出, 灰斗、料腿和翼闰都是旋风分离器的组成部分。
灰斗的作用是脱气,即防止气体被催化 剂带入料腿;料腿的作用是将回收的催化剂输送回床层,为此,料腿内催化剂应具有一定的 料面高度以保证催化剂顺利下流,这也就是要求一定料腿长度的
原因;翼阀的作用是密封, 即允许催化剂流出而阻止气体倒窜。翼阀的结构如图5—13所示。
3.主风分布管
主风分布管是再生器的空气分配器,作用是使进入再生器的空气均匀分布,防止气流趋 向中心部位,以形成良好的流化状态,保证气固均匀接触,强化再生反应。 图5—14为分布管结构示意图
4.辅助燃烧室
辅助燃烧室是一个特殊形式的加热炉,设在再生器下面(可与再生器连为一体,也可分 开设置),其作用是开工时用以加热主风使再生器升温,紧急停工时维持一定的降温速度。 正常生产时辅助燃烧室只作为主风的通道。其结构形式有立式和卧式两种。图5—15是立式辅助燃烧室结构简图。
三、单动滑阀及双动滑阀
1.单动滑阀
单动滑阀用于床层反应器催化裂化和高低并列式提升管催化裂化装置。对提升管催化裂 化装置,单动滑阀安装在两根输送催化剂的斜管上,其作用是:正常操作对用来调节催化剂 在两器间的循环量,出现重大事故时用以切断再生器与反应沉降器之间的联系,以防造成更 大事故。运转中,滑阀的正
常开度为40~60%。单动滑阀结构见图5—16。
2.双动滑阀
双动滑闯是一种两块阀扳双向动作的超灵敏调节阀,安装在再生嚣出口管线上(烟囱), 其作用是调节再生器的压力,使之与反应沉降器保持一定的压差。设计滑阀时,两块阀板都 留一缺口,即使滑阀全关时,中心仍有一定大小的通道,这样可避免再生器超压。图5—17是双动滑阀结构示意图
四、取热器
为保证能化裂化装置的正常运转,维持反应再生系统的热量平衡是至关重要的。通常, 以馏分油为原料时,反应再生系统能基本维持热量平衡;但加工重质原料时,生焦率大,会 使再生器提供的热量超过两器热平衡的需要,必须设法取出再生器的过剩热量。 再生器的取热方式有内、外取热两种,各有特点,但原理都是利用高温催化剂与水换热 产生蒸汽达到取热的目的。 内取热是直接在再生器内加设取热管,这种方式投资少,操作简便,传热系数高。但发 生故障时只能停工检修,另外,取热量可调范围小。 外取热是将高温催化剂引出再生器,在取热器内装取热水套管,然后再将降温后的催化 剂送回再生器,如此达到取热目的。外取热器具有热量可调范围大、操作灵活和维修方便等 优点。外取热器又分上流式和下流式两种,所谓上和下是指取热器内的催化剂是自下而上还 是自上而下返回再生器。如图5—18属下流式外取热器,催化剂从再生器流入取热器,沿取热器向下流动进行换热,然后从取热器底部返回再生器。
图5—19是上流式外取热器,情况正好相反。
除上述设备之外,催化裂化装置还有一些专用设备:主风机、气体压缩机、烟气轮机以 及CO锅炉、废热锅炉等;常规设备:加热炉、塔器、容器和机泵等,这里不再详述。
作者:佚名
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范文三:催化裂化装置工艺流程及设备简图
“催化裂化”装置简单工艺流程
“催化裂化”装置由原料预热、反应、再生、产品分馏等三部分组成,其工艺流程见下图,主要设备有:反应器、再生器、分馏塔等。
1、 反应器(又称沉降器)的总进料由新鲜原料和回炼油两部分组成,新鲜原料先经换热器换热,再与回炼油一起分为两路进入加热炉加热,然后进入反应器底部原料集合管,分六个喷嘴喷入反映器提升管,并用蒸汽雾化,在提升管中与560~600℃的再生催化剂相遇,立即汽化,约有25~30%的原料在此进行反应。汽油和蒸汽携带着催化剂进入反应器。通过反应器,分布板到达密相段,反应器直径变大,流速降低,最后带着3~4㎏/㎡的催化剂进入旋风分离器,使其99%以上的催化剂分离,经料腿返回床层,油汽经集气室出沉降器,进入分馏塔。
2、油气进入分馏塔是处于过热状态,
同时仍带有一些催
化剂粉末,为了回收热量,并洗去油汽中的催化剂,分馏塔入口上部设有挡板,用泵将塔底油浆抽出经换热及冷却到
200~300C,通过三通阀,自上层挡板打回分馏塔。挡板以上为分馏段,将反应物根据生产要求分出气体、汽油、轻柴油、重柴油及渣油。气体及汽油再进行稳定吸收,重柴油可作为产品,也可回炼,渣油从分馏塔底直接抽出。
3、 反应生焦后的待生催化剂沿密相段四壁向下流入汽提段。此处用过热蒸汽提出催化剂,颗粒间及表面吸附着的可汽提烃类,沿再生管道通过单动滑阀到再生器提升管,最后随增压风进入再生器。在再生器下部的辅助燃烧室吹入烧焦用的空气,以保证床层处于流化状态。再生过程中,生成的烟通过汽密相段进入稀相段。再生催化剂不断从再生器进入溢流管,沿再生管经另一单动滑阀到沉降器提升管与原料油汽汇合。
4、 由分馏塔顶油气分离出来的富气,经气压机增压,冷却后用凝缩油泵打入吸收脱吸塔,用汽油进行吸收,塔顶的贫气进入二级吸收塔用轻柴油再次吸收,二级吸收塔顶干气到管网,塔底吸收油压回分馏塔。
5、吸收脱吸塔底的油用稳定进料泵压入稳定塔,塔顶液态烃一部分作吸收剂,另一部分作稳定汽油产品。
设备简图
反应器、再生器和分馏塔高、重、大。具体如:分馏塔高41.856m,再生器塔高31m,反应器安装后塔顶标高达57m。再生器总重为390t,反应器总重为177t,分馏塔总重为175t。再生器最大直径9.6m,体积为2518m。
1.两器一塔的主要外型尺寸及参数
再生器的外型尺寸参数见下图。
3
2.施工现场特点
(1)基础高
反应器的基础标高为36.4m。 再生器的基础标高为13.75m。
(2)基础密
反应器和再生器的基础间距仅有1.1m。
(3)基础宽
再生器的基础直径达9.6m。
两器一塔的基础立面图见下图。
分馏塔的外型尺寸参数见下图。
2.施工现场特点
(1)基础高
反应器的基础标高为36.4m。 再生器的基础标高为13.75m。
(2)基础密
反应器和再生器的基础间距仅有1.1m。
(3)基础宽
再生器的基础直径达9.6m。
两器一塔的基础立面图见下图。
范文四:催化裂化装置再生系统设备壁温及散热计算
催化裂化装置再生系统设备壁温及散热计算
张荣克
中国石化集团北京设计院 100011
摘 要 催化裂化装置再生系统设备 (包括再生器 、 三级旋风分离器和烟道等 ) 连续出现应力腐蚀开裂 问题 , 引起有关部门的普遍关注 。 论文从传热的基本准则出发 , 结合多年的设计和使用经验 , 给出了设备器壁 温度与隔热衬里参数 、 环境温度之间的关联式和计算图表 , 以供工程设计参考 。
关键词 催化裂化 再生系统设备 壁温 散热计算
随着重油催化裂化工艺的发展 , 催化裂化原料 中 N , S , C l 化合物的含量比过去的馏份油催化裂化 原料高得多 。 这些化合物在裂化反应过程中大部分 都沉积于焦炭里 , 随着待生催化剂进入再生系统 。 在 催化剂烧焦过程中 , 一部分转化为 N , S 的氧化物及 盐类 。 因再生烟气中含有一定量的水分 , 当再生设备 的壁温低于烟气的酸露点时 , 器壁内面会出现冷凝 液 。 N , S , C l 的盐类大都是可溶性的 , 因此冷凝液中 含有 NO -2, NO -3, SO =3, SO =4, C l -等离子 , 这种介质 将会引起设备的腐蚀 , 尤其应力腐蚀开裂对设备的 危害极大 。 近几年来 , 我国有多套重油催化裂化装置 的再生设备出现了应力腐蚀开裂事故 。
重油催化裂化装置再生设备产生应力腐蚀开裂 的原因较复杂 , 其中器壁温度过低 , 出现结露是直接 原因 。 但如果器壁温度过高 , 装置热损失会加大 。 因 此 , 正确地选择器壁温度 , 是重油催化裂化装置一项 重要的设计内容 。 本文从传热的基本准则出发 , 结合 多年来设计和使用经验 , 导出了器壁温度与设备隔 热衬里参数 、 环境温度之间的关联式 , 以解决目前工 程设计的需要 。
1 传热计算的基本关联式
高温烟气的热量由再生器内部通过隔热衬里和 器壁传到大气中 , 图 1表示了这种热传导过程 。 根据热量平衡 , 烟气传给衬里的热量 Q 1=衬里 排放到大气中的热量 Q 2。
总传热方程可用式 (1) 表示 :
q =? t R (1) 式中 :q — —单位时间内 , 单位面积上所传出的热量
或称热流密度 , W m 2;
? t — —传热推动力 , ? t =t 1-t 0, ℃ ;
R — — 传 热 热 阻 , R =R 1+R i +R b +R 0, m 2?℃ W ;
其中 :t 1— —再生烟气温度 , ℃ ;
t 0— —大气温度 , ℃ ;
R 1— —烟气对衬里壁的传热热阻 , m 2?℃ W ; R i — —衬里热阻 , m 2?℃ W ;
R b — —器壁的传热热阻 , m 2?℃ W ;
R 0— —器壁对大气的放热热阻 , m 2?℃ W 。
图 1 设备衬里与器壁传热示意图
两点假设 :
a ) 再生器内的烟气中 , 催化剂细粉含量都很高 且处于流化状态 , 对衬里内壁的放热系数很大。 在
收稿日期 :1998211220
作者简介 :张荣克 , 1965年毕业于西安石油学院石油炼制系 , 一直从 事石油化工压力容器设计工作 , 高级工程师 。 80年代曾参加过我国 催化裂化 PV 型旋风分离器及卧式三旋的开发工作 , 分别获得国家 科技进步二等奖和三等奖 。被评为中国石化总公司有突出贡献的专 家和享受政府特殊津贴的专家 。
静设备 石油化工设备技术 , 1999, 20(2) ? 1? Petro 2Chem ical Equ i pm en t T echno logy
传热计算过程中 , 可忽略烟气对衬里壁的传热热阻 R 1, 因此取衬里内壁温度为再生烟气温度 t 1。 b ) 再生器器壁比衬里厚度小得多 , 且金属器壁 的导热系数也比衬里大得多 , 为了简化计算 , 忽略金 属器壁的传热热阻 R b , 即取金属外壁的温度等于衬 里外壁温度 。
根据这两点假定 , 式 (1) 简化为 :
q =
R i +R 0
(2) 由热平衡 , 传热方程又可写为 :
R i =
R 0
(3)
式中 :t w — —设备壁温 , ℃ 。
式 (3) 等号前为烟气对衬里的传热量 , 等号后为 器壁对大气的放热量 。 下面分别对这两部分加以讨 论 。
111 衬里侧热传导和热阻方程
由于再生器的直径比较大 , 热量通过衬里的热 传导可近似视为平壁的热传导过程 。 根据傅立叶定 律 , 平壁热传导可表达为 :
q =∑ n i =1Κi (4)
式中 :? i — —一层衬里的厚度 , m ;
Κi — —一层衬里的导热系数 , W (m ? K ) 。 下角标 i 表示衬里的层次数 , n 为衬里的层数 , 对于单层衬里 n =1, 此时 , 式 (4) 简化为 :
q =(5) 对于双层衬里 n =2, 式 (4) 化为 :
q =
Κ1+Κ2
(6)
依此类推 。
衬里侧的热阻对整个传热过程起着决定性的作 用 , 因此在讨论衬里侧的热阻时 , 有几个影响因素要 特别重视 :
a ) 衬里的导热系数由衬里的组成及物性所决 定 , 它不是一个常数 , 随着温度的增加而增加 。 表 1列举了国内和国外耐火 、 隔热材料的导热性能 。 衬里在施工过程中 , 由于堆积不均匀或过于疏 松 , 往往造成强度下降而热阻增加 (导热系数减小 ) 。 表 1 国内外某些耐火 、 隔热材料的性能
材料名称 密度 kg ? m -3
导热系数
W ? (m ? K ) -1轻质耐火
粘土砖
800~1300
(0129~0141) + () Z BL -Bm
隔热衬里
<1300(815℃>1300(815℃>
01261
() 3美国 R S -17E M
衬里 (R ESCO 公司 )
1760~1800
(815℃ )
0187 (1093℃ ) 0180 (816℃ ) 0171 (538℃ ) 3这里引用的是国家耐火材料质量监督检验测试中心测定的数 据 。
b ) 双层衬里的衬里间壁温计算
设双层衬里的衬里与衬里之间壁温为 t 2, 根据 热平衡方程 :
R 1
=
R 2
则 t 2=
R 1+R 2
(7) c ) 衬里与器壁之间的间隙热阻
衬里与器壁之间的间隙热阻由两种原因形成 :其一是衬里施工完后 , 要在 500℃下烘干 , 衬里脱去 水份 , 出现 “干缩” 现象 ; 另一原因是在操作温度下 , 器壁要热膨胀 , 而衬里却要热收缩 , 出现了 “脱层” 。 设备直径越大 , 间隙也越大 。 在间隙中充满不流动的 气体 。 由于气体的导热性能远比衬里小 , 所以增大了 传热热阻 。 实际上由于保温钉的固定和支托作用 , 衬 里不可能截然分层 , 在远离保温钉处 , 发生衬里的龟 裂和破碎 , 图 2表示了器壁面上衬里的破裂情况 。 衬 里这种龟裂是正常现象 , 只要裂缝不扩大并穿透衬 里层和产生衬里脱落 , 对衬里热阻不会带来影响 。 但 如果衬里强度较小或施工不好 , 产生了穿透性大裂 缝或衬里脱落 , 局部器壁壁温将急剧升高 。
以 R g 来表示这一间隙热阻 , 其值目前难以确 定 , 在其后运算中 , 我们取 R g =0103m 2?℃ W 。 比 起衬里热阻 , 此值虽不大 , 但不容忽略 。
112 器壁对大气的放热
器壁对大气的放热由两部分组成 :一部分是对 流换热 ; 另一部分是幅射放热 。 可用式 (8) 来表示 : q =(Α0+ΑH ) (t w +t 0) (8) 式中 :Α0— —对流放热系数 , W m 2?℃ ;
?
2
? 石 油 化 工 设 备 技 术 1999年
ΑH — —幅谢放热系数 , W m 2
?℃ 。 a ) 对流放热
如果忽略风 、 雪 、 雨等因素对传热的影响 , 器壁 对大气的放热可视为竖壁对无限空间的稳定自然对 流换热 。 这种放热是由于不均匀温度场造成的 , 不均 匀温度场所产生的浮升力是传热的推动力 。 一般情 况下 , 不均匀温度场仅发生在靠近换热壁的薄层内 , 即边界层内 , 在远离边界层处 , 其温度即降至环境温 度
。
图 2
器壁与衬里间的龟裂和间隙示意图
图 3 壁面气流沿壁高流动情况及
放热系数 Αx 的变化示意图
通过实验研究和观察 , 已查明这种自然对流有 层流和紊流之分 。 图 3表示了沿壁面高度放热系数 的变化情况 。 壁面的下部自然对流刚形成 , 流动是有 规则的层流 。 局部放热系数 Αk 随高度增大而减小 。 再往上 , 流动转变为紊流 , Αk 系数又增大
。 已经证 明 :当流体进入旺盛紊流时 , 局部放热系数实际上是 一个常数 Α0。
根据有关资料报道 , 当壁温与环境温度的温差 大于 15℃ , 紊流状态的倾向就大了 。 再生器高度一 般都很大 , 壁温与环境温度的温差也较大 , 因此可以 认为再生器器壁对大气的放热主要是紊流状态 。
对于自然对流放热 , M . A . 米海涅夫从微分方 程组的相似分析 , 并综合了许多人的实验结果 , 得出 了在工程中广泛使用的简化后的关联式 :
N n =C 〔
(G r ) (P r ) 〕 n
(9) 式中 :N n — —努谢尔特数 , N n =Κ
;
G r — —优质格拉晓夫数 , G r =
3
Μ
2Β? t ; P r — —定性温度下空气的普朗特数 。
其中 :Α0—
—壁面自然对流放热系数 , W (m 2?℃ ) ; l — —设备的几何高度 , m ;
Κm —
— 定性温度下空气的导热系数 , W (m ?℃ ) ;
g — —重力加速度 , g =9181m s 2
; Μm — —定性温度下空气的运动粘度 , m 2 s ; Β— —容积膨胀系数 , K -1, 对大气取 Β=1 T ; ? t — —壁面温度与大气温度之差 , ? t =t w -t o ; T — —绝对温度 , T =t m +273K ;
C — —系数 , C 按表 2确定 ;
n — —幂 , n 按表 2确定 。
表 2 C 和 n 选用表
气流状态 C
n
使用范围 :(G r ) (P r ) 值
层流 01591 4104~109紊流
01135
1 3
109~1013
关联式中气流的定性温度 t m =
2
在紊流状态下 , 将式 (9) 展开得 :
Κ=011353
Μ
2Β? t (P r ) 3
移项合并得 :
Α0=01135Μ2
T m
3
Κ
m (10)
T m =
2
+273, K 。
b ) 幅射传热
再生设备对周围的热幅射可视为物体处于大容
器中的幅射换热 , 其放热系数为 :ΑH =
Ε0c 0(
) 4-(
) 4
t W -t 0
W
(m 2?℃ ) (11)
式中 :Ε0— — 设备表面黑度 , 对氧化后的钢板 , Ε0取
0182;
?
3? 第 20卷第 2期 张荣克 . 催化裂化装置再生系统设备壁温及散热计算
c 0— —幅射系数 , c 0=5167W
(m 2? K 4) 。 c ) 器壁对大气的总放热系数 ΑΑ
=01135Μ2
T m
3
Κm +
Ε0c 0(
) 4-(
) 4t w -t 0
(12)
从热量平衡关系可得 :
R g +∑ n
i =1Κi =01135Μ2T m
3
Κm +
Ε0c 0(
) 4-(
) 4
t w -t 0
×(t w -t 0)
(13)
式中 :R g — —间隙热阻 , m 2?℃ W 。
在催化裂化装置再生设备设计中 , 一般 250℃ ≥ t w ≥ 100℃ , -20℃≤ t 0≤ 40℃ , 在此范围内式 (13) 近似用式 (14) 表示 :
R g +
∑ n
i =1
Κ
i
=10118(
T m ) 1 3+01196(100
) 3
×(t w -t 0) (14)
式中 :R g 取 0103, m 2. ℃ W ;
在工程应用中 , t 1, t 0是已知参数 , 当规定了壁温
t w 后 , 选取平均温度 (t 1+t w ) 2下的衬里导热系数 Κi
值和定性温度 (t w +t 0) 2下的空气参数 Μ, P r , T m 值 , 运用式 (13) 和式 (4) 可求出衬里厚度 ? i 来 。如果 已知衬里厚度求壁温 , 需要用猜算法求取 :先假定一 个壁温 t w , 按上述步骤求衬里厚度 , 求出的衬里厚度 如与已知厚度接近 , 所假定的 t w 则正确 , 否则 , 从新 假定并计算 。
2 壁温和热损失计算关联图
图 4至图 7是根据式 (13) 各参数之间的关系所 绘制的不同环境温度下热壁温度—冷壁温度及衬里 热阻之间的关联图 , 图的上方表示了不同壁温时的 器壁散热量 (即热损失 ) 。 图 8是不同环境温度下器 壁温度与散热量的关联图 , 它与图 4至图 7是一致 的 。
关 联图空气侧的定性温度 t m 取为 t m =(t 0+t
w ) 2。 衬里热阻
R =
∑ n
i =1
Κ
i
m 2
?℃ W
关联曲线编制时 , 衬里热阻已附加了间隙热阻
R g =0103m 2
?℃ W 。 设备隔热计算步骤 。 设备的隔热计算方法有两 种 :一种是先确定了壁温 , 再求取衬里的厚度 ; 另一 种是已知衬里厚度 , 计算设备的壁温及热损失 。
图 4 热壁温度 2冷壁温度 2散热量关联图
? 4? 石 油 化 工 设 备 技 术 1999年
图 5 热壁温度 2冷壁温度 2
散热量关联图
图 6 热壁温度 2冷壁温度 2散热量关联图
a ) 新装置的设计 , 多是根据具体要求 (如热损 失 、 露点温度等因素 ) 选定一个壁温 , 按当地年平均 气温 t o , 查相关图表 , 便可求取衬里热阻 R 值 (R =∑ n
i =1Κ
i
) , 再根据已知的 Κi 求取衬里厚度 ? i
。 工程设 计时 , ? i 多 圆 整 为 整 数 , 如 80mm , 90mm , 100mm 等 。 根据圆整后的实际衬里厚度 , 从新计算衬里热阻
R , 分别以大气温度在最冷月月平均温度 、 年平均温 度 、 最热月月平均温度下 , 查相关图表 , 求取各自的 器面冷壁温度 。 如果选取的衬里厚度不满足要求 , 需
要改变厚度从新计算 。
最冷月月平均温度下的壁温 , 用来满足某些特 殊要求 , 如防止露点腐蚀等 ; 年平均温度下的壁温 , 用来核算设备年热损失量 ; 最热月月平均温度下的
?
5? 第 20卷第 2期 张荣克 . 催化裂化装置再生系统设备壁温及散热计算
壁温 , 用来核算设备的强度 。
b ) 已知衬里厚度求设备壁温 , 多用于现有设备
的核算 , 步骤与上面相同 。 应用举例
:
图 7 热壁温度 2冷壁温度 2
散热量关联图
图 8 壁温 2环境温度 2热损失关联图
沈阳地区要建一套催化裂化装置 , 再生器操作 温度 815℃ , 选用双层衬里 , 其导热系数在 800℃时 ,
Κ1=1125W (m ?℃ ) ; 500℃时 , Κ2=0134W
(m ?℃ ) 。 要求在冬季器壁温度不得低于 150℃ , 试确
定衬里厚度 , 并计算年平均热损耗和最热月的器壁 温度 。
沈阳地区最热月月平均温度 2417℃ , 年平均温 度 7℃ , 最冷月月平均温度 -1016℃ 。 查图 5, 在环境
温度 10℃ , 热面温度 815℃ , 冷面温度 150℃时 , 热 阻 R =01265m 2?℃ W 。
根据强度要求 , 一般衬里厚 度不得小于 50mm , 取 :? 1=0105m , Κ1=1125W (m ?℃ ) , Κ2=0134W
(m ?℃ ) 。 代入 R =∑ n
i =1
Κ
i
中 , 得 :
01265=
1125+
0134
? 2=010765m =7615mm , 取 ? 2=70mm , 总厚度 为 120mm 。
按选取的实际厚度 ? 1=50mm , ? 2=70mm , 从 新计算热阻 :
R =1125+0134
=01246 m 2?℃ W
冬季 , 环境温度为 -10℃ , 查图 7, 得壁面温度 为 146℃ 。
在年平均温度为 7℃时 , 查图 5, 得壁面温度为
155℃ , 热损耗 2390W m 2
(图 8) 。
夏季 , 环境温度为 2417℃ , 由图 4, 得壁面温度 为 165℃ 。
从本计算结果可以看出 , 在所选定衬里厚度的 前提下 , 冬季再生器壁面温度略低于要求的 150℃ 。 如果需要从新选取 , 可有以下两个方案供选择 :
a ) 改变衬里厚度 , 取 ? 2=60mm , ? 1=60mm , 总 厚度仍为 120mm 。
b ) 选择新的衬里 , 使 Κ2≥ 0138W
(m ?℃ ) , 总 厚度仍为 120mm 。
以上两种方案都可满足要求 。
如将上例改为单层衬里 , 总厚度仍为 120mm , 则衬里的导热系数应为 :
Κ=? R =0112
01265=01453W (m ?℃ ) 3 衬里设计和壁温计算中几个应注意的问题
a ) 正确地选择衬里导热系数是衬里设计和壁温 计算的关键 。 衬里的导热系数随着温度变化而不同 , 温度愈高 , 导热系数也愈大 , 二者近似成直线关系 。 衬里设计和壁温计算时 , 应选择平均温度下的导热 系数 。 特别在双层衬里计算中 , 要先根据式 (7) 确定 各衬里壁间的温度 , 如果不能预先计算出 , 也要根据 经验 , 先假定一个壁间温度 , 再求各层衬里在平均温 度下的导热系数 , 这样的计算才与实际比较符合 。
b ) 化学组成相似的衬里 , 密度愈小 , 强度也愈 低 , 导热系数也愈小 , 反之 , 密度大 , 强度高 , 导热系 数也大 。 衬里性能的选取 , 要在强度和导热系数之间 进行优化 , 不能一味追求低导热系数 。
c ) 环境温度的选取对传热和壁温计算也有着大 的影响 , 特别是我国东北 、 西北广大地区 , 冬季漫长 且冬夏温差较大 。 为了将器壁温度控制在露点温度 以上 , 应按当地冬季最冷月月平均温度来进行计算 和选取衬里厚度 , 然后按夏季最热月月平均温度进 行壁温的校验 。
参 考 文 献
1 杨世铭 1传热学 1北京 :高等教育出版社 , 1987年 10月
(第 2版 )
?编辑部启示?
根据 “中国石油化工集团公司科学技术期刊编排规范” 的要求 , 本刊编辑部决定从 1999年 第 1期开始在每篇论文首页增加 “作者简介” , 其主要内容为 :姓名 、 技术职称 、 职务 、 何年毕业
于何学校何专业 、 从事何专业工作及获奖情况等 。 请论文作者在投稿时将 “作者简介”
(如系多 作者 , 只需第一作者或执笔人 ) 一并寄来 。
《石油化工设备技术》 编辑部
W ALL TE M PERATURE AND HEAT RAD I AT I ON CALCULAT I ON OF REGENERAT I ON S Y STE M EQU IP M ENT OF CATALY ST I C CRACKER Z hang R ong ke . S IN O P EC , B eij ing d esig n institu te , P . C 100011
Abstract T he stress co rro si on crack p rob lem s of regenerati on system equ i pm en ts (including regen ra 2 to r , th ild stage cyclone , and flue duct ) of catalystic cracker are occu red con tineou sly , and b rough t to dep artm en t concerned un iversal atten ti on . In th is article p roceeding from the basic criteri on of heat tranfer , in com b inati on w ith the exp erience of m any years design and app licati on , the calcu lati on chart and relati on sh i p betw een the equ i pm en t w all tem 2 p eratu re and heat in su lati on lin ing p aram eters , envi 2 ronm en tal tem p eratu re , are given fo r reference of engineering design .
Keywords Catalystic crack ing , R egenerati on sys 2 tem equ i pm en t , W all tem p eratu re , H eat radiati on calcu lati on
RESEARCH FOR THE INFL UENCE LAW OF ENTRANCE D UST -BEAR ING CONCENTRAT I ON ON THE CYCLONE EFF I C IENCY
L uo X iaolan , Cheng J iany i , D u M eihua , S h i M ing x 2 ian . U n iversity of P etroleum , P . C 257062
Abstract T he testing is conducted under the in 2 sp irati on conditi on , <400mm cyclone="" is="" selected="" as="" the="" m="" odel="" ,="" and="" flying="" coal="" ash="" is="" fo="" r="" the="" u="" se="" of="" test="" 2="" ing="" .="" t="" he="" testing="" goal="" is="" to="" m="" ake="" research="" on="" the="" in="" 2="" fluence="" law="" of="" en="" trance="" du="" st="" 2bearing="" concen="" trati="" on="" on="" the="" cyclone="" efficiency="" .="" t="" he="" testing="" resu="" lts="" show="" that="" :under="" the="" conditi="" on="" of="" the="" sam="" e="" structual="" p="" a="" 2="" ram="" eters="" of="" cyclone="" and="" indendical="" en="" trance="" veloci="" 2="" ty="" ,="" the="" to="" tal="" efficiency="" of="" cyclone="" is="" increased="" ,="" w="" ith="" the="" increase="" of="" en="" trance="" du="" st="" 2bearing="" concen="" tra="" 2="" ti="" on="" ,="" bu="" t="" w="" ith="" the="" differen="" t="" en="" trance="" du="" st="" 2bearing="" concen="" trati="" on="" the="" increasing="" range="" of="" to="" tal="" efficien="" 2="" cy="" is="" differen="" t="" ,="" at="" the="" differen="" t="" structu="" ral="" p="" aram="" eters="" of="" cyclone="" and="" differen="" t="" distribu="" ti="" on="" s="" of="" du="" st="" grain="" diam="" eter="" ,="" the="" influence="" law="" s="" of="" en="" trance="" du="" st="" 2bear="">400mm>
ing concen trati on on cyclone efficiency are differ 2 en t .
Keywords Ex trance du st 2bearing concen trati on , Cyclone efficiency , Influence law , R esearch
BASI C THEORY OF SAFET Y VAL VE D ETEC -T I ON ON L INE AND FEASIB I L IT Y ANALY SIS OF APPL I CAT I ON IN SITE
L iao Z hang . Y anshan p etroche m ica l co m p any f irst che m ica l p lan t , Y anf eng ne w technology ind ustry and co m m erce co m p ang , P . C 102500
Abstract “ P ressu re vessel safe techno logy sup er 2 visi on ru le ” 126th clau se sp ecified that :“ Safety valve shou ld be check 2up once p er year . ” B u t it can no t be in step w ith “ overhau l once tw o years ” o r “ O verhau l once th ree years ” (o r m o re ) requ ired by refin ing and chem ical un it . So that , the p rob lem of safety valve detecti on on line is p ropo sed . B y u se of characteristic po in t m ethod diagon sis criteri on and valve clack fine m o ti on m ethod diagon sis criteri on , and u sing sp ecific in strum en t and equ i pm en t , safety valve detecti on on line is p u t in to p ractice . Fu rther 2 m o re , though safety valve has been detected on test 2 ing tab le , safety valve shou ld also be detected com 2 p rehen sively befo re p u t in to p ractice .
Keywords Safety valve , D etecti on on li on , Feasi 2 b ity analysis
RECONSTRUCT I ON OF COARSE GRA IN SEPA -RAT OR
L i L iany ou . D aqing p etroche m ica l co m p lex , S team p o w er p lan t , P . C 163714
Keywords Coarse grain sep arato r , Coal pow der fineness , Coal pow der hom ogeneite exponen t , E lec 2 tric con sum p ti on fo r pow der m anufacting
COMMON QUAL IT Y PROB L E M S OF P IPE F IT -T ING AND ITS S OL UT I ON IN CONSTRUCT I ON L i J i . S IN O P EC , B eij ing d esig n institu te , P . C 100011
Abstract In p etrochem ical p i p eline con structi on
范文五:催化裂化再生系统设备应力腐蚀裂纹成因分析及对策探讨
腐蚀与防护
石油化工设备技术, 2000, 21(1) ?22?Petro 2Chem ical Equ i pm en t T echno logy
催化裂化再生系统设备应力腐蚀裂纹
成因分析及对策探讨
金桂兰
中国石化集团北京设计院 100011
摘 要 根据催化裂化装置再生系统设备应力腐蚀裂纹调查情况, 分析了应力腐蚀裂纹产生的原因, 并对防止对策进行了探讨。
关键词 催化裂化 再生系统设备 应力腐蚀 分析 对策
随着催化裂化技术的迅速发展, 催化裂化装置的原料已由过去的常压、减压馏分油(蜡油) 扩大到常压渣油、掺炼焦化蜡油和掺炼减压渣油, 进而发展到今天的100%渣油, 大大提高了装置的经济效益。但是, 随着催化裂化原料的不断重质化及劣质化, 面临着再生系统设备应力腐蚀的严重问题。目前已有十几套装置的再生器或三旋壳体相继产生了裂纹, 严重威胁到装置的安全、稳定及长周期运行。为了解决上述问题, 设计、科研及生产部门做了大量工作, 对一些已产生裂纹的设备进行了调查、测试及分析研究工作。本文通过对设备裂纹及测试结果的技术对比分析, 找出裂纹形成机理及主要原因, 并探讨防止措施, 以杜绝类似情况继续发生。1 催化裂化装置再生系统设备裂纹现状
近年来, 一些催化裂化装置尤其是重油催化裂化装置, 在开工几年后或掺炼重油或焦化蜡油几年后, 装置再生器、三旋等再生系统设备壳体发现大量裂纹。这些裂纹大多发生在焊缝、熔合线或热影响区内, 发生在母材的裂纹亦多数经过保温钉焊点, 不少裂纹为穿透性裂纹, 最长裂纹超过1m , 并有高温烟气和催化剂外泄的情况发生。对一些催化裂化装置的调查结果表明:多数产生裂纹的设备其加工原料中掺有减压渣油、常压渣油或焦化蜡油且设备的材料以SPV 355(原SPV 36) 和16M nR 居多, 材料为20g , Q 2352A (原A 3) 的也有。2 裂纹形成机理及主要原因分析
由钢铁研究总院对分别截取的SPV 355和A 3
钢两种典型裂纹试样进行综合试验分析, 结果表明其钢板材料基本不存在化学成分、显微组织、强度等认为事故因素的缺陷。对其金相及断口的分析揭示出宏观和微观形态特征为:裂纹均从内表面开始, 向外表面发展, 裂纹发生部位金属未见明显塑性变形; 裂纹宽度较窄, 向纵深发展很深, 且多数裂纹穿过整个壁厚; 裂纹有主干, 有分支, 呈树枝状; 裂纹表面具有典型的沿晶特征或解理扇形花样, 以上特征呈现出典型应力腐蚀裂纹(SCC ) 形态, 即设备裂纹性质属于应力腐蚀裂纹。211 再生器、三旋等设备应力腐蚀裂纹的应力因素
再生器、三旋等设备壳体焊缝及热影响区中较高水平的拉伸应力是产生应力腐蚀裂纹的一个重要因素。拉伸应力的作用就在于会加速裂纹的产生。这种拉伸应力包括设备在制造、安装组配时的焊接热应力和工作状态下承受的外加载荷的工作应力及结构自身拘束条件所造成的结构应力等等。
随着应力降低, 裂纹愈难发生, 当应力降低到一定程度以下时, 就不会产生裂纹, 即存在着所谓的临界应力(裂纹门槛值) 。因此, 在进行设计和施工时, 要求设备各个部分的应力值比它的临界应力值要低。如再生器、三旋等设备体积庞大, 几十吨
收稿日期:1999212202
作者简介:金桂兰, 高级工程师。1983年毕业于华东石油学院机械系化机专业, 现在中国石化集团北京设计院从事石油化工设备设计及管理工作, 任设备室副主任。中国石化集团公司科研项目“催化再生系统设备裂纹成因及预防措施的研究”项目负责人之一。
第21卷第1期金桂兰. 催化裂化再生系统设备应力腐蚀裂纹成因分析及对策探讨?23?
的预成形件在现场焊接组对后, 在施焊的焊接部分产生很大的焊接热应力; 如果安装组焊对口错边量较大, 并进行强制组焊则其处的焊接残余应力水平会达到相当高的水平, 当设备壳体焊缝及热影响区内的综合应力水平达到了裂纹门槛值, 就构成了产生应力腐蚀裂纹的内在因素。
212 再生器、三旋等设备应力腐蚀裂纹的介质因素
为了找出再生器、三旋等设备壳体发生应力腐蚀裂纹的腐蚀介质, 对一些再生设备进行了内部再生烟气的成分分析、露点测试及设备壁温测试工作。
某些催化裂化装置再生系统设备内部再生烟气的采样分析数据结果见表1。
表1 烟气中主要组分、微量极性气体及冷凝水pH 值分析结果
装 置
一催化
锦州
二催化一催化
茂名
二催化三催化
()
N 2, %771548018580188801918019182150801458115081153
O 2, %112051495150516011321196318461672167
CO 2, %111661316613162131491319015154151711118315180
103
CO , %9151<>
000132H 2, %
N H 3,
HC l ,
6
SO X ,
6
NO X ,
6
烟气冷凝
6
设备情况开裂开裂开裂正常开裂开裂开裂开裂开裂
×10-379161732231050
×10-31
×10-11344914
×10-2005041003920791310560337
水pH 值
715116421571531833152
605571
71276141501171
大庆催化延安催化天津催化沧州催化
极小极小1517111183780
根据表1中所列的数据, 可以做出如下分析:
a ) 再生烟气的主要成分为N 2, O 2, CO 2, CO 以及一些微量极性气体SO X , NO X , N H 3, HC l 等, 除此之外, 还有10%~15%左右的水蒸汽。
b ) 已产生裂纹的再生系统设备所接触的烟气中CO 含量极低, 几乎全部转化成CO 2, 氧化性较强, 反之, 未产生裂纹的设备所接触的烟气中CO 含量较高, 而O 2含量较低, 再生过程为贫氧操作。
c ) 已产生裂纹的设备所接触的烟气中存在较多的NO X , 其极易溶于水, 加之烟气中有一定量的水蒸汽, 在设备壳体金属内壁如有条件遇冷至露点温度以下时即会形成硝酸盐溶液。而此种介质正是引发再生器等设备所用材料低碳钢、低合金钢应力腐蚀的特定敏感腐蚀介质。
d ) 这些装置烟气冷凝水的酸碱度相差较大, 已发生裂纹的设备所接触的烟气冷凝水的pH 值均较低, 呈较强酸性。反之, 烟气冷凝水的pH 值均较高, 接近中性。据有关文献介绍, 酸性溶液对低碳钢、低合金钢的硝脆有促进作用。
213 烟气酸露点温度及再生设备壁温与应力腐蚀
再生烟气中, 10%左右的水蒸汽在设备金属器壁上如果遇冷能凝结成水, 烟气中的NO , NO 2,
SO 2, SO 3等极性气体极易溶于水则会形成酸性溶液, 从而构成了产生应力腐蚀裂纹的腐蚀介质和电化学反应条件。所以, 如果设备壁温较长时间处于烟气酸露点温度以下, 有可能在设备金属器壁内表面结露, 导致应力腐蚀裂纹的发生。由此可见, 烟气的露点温度及设备壁温与设备的应力腐蚀裂纹有着密切的关系。
用露点测试仪及激光测温仪对一些催化裂化装置再生烟气酸露点温度及再生设备器壁温度进行测试的结果见表2。
从表2中数据可以看出:
a ) 发生裂纹的几套装置的酸露点温度较高, 大致在120~140℃范围内, 反之则较低。
b ) 已发生裂纹的设备在裂纹部位的壁温均低于所测其烟气酸露点温度, 尤其是天津石化公司炼油厂催化再生器下锥处平均壁温仅为63℃, 沧州炼油厂二催化再生器密相段平均壁温仅为70℃。上述二例壁温较低的部位正是裂纹集中发生的部位。
综上所述, 这些催化裂化装置的烟气中均存在
裂纹的关系
?24?石 油 化 工 设 备 技 术2000年
表2 再生烟气酸露点温度及设备器壁温度
各部位平均温度 ℃
装置名称
酸露点温
再生器
三
环境温
设备
度情况度 ℃外集及稀过渡密相旋
℃气室相段段段
13912659127
110
137143
127119107
127110107959413295
128100127971146380
70135107129270389
10811010110191
25252510253012
度以上, 可避免设备内壁液相腐蚀介质的生成, 从
而减少应力腐蚀裂纹的产生。
a ) 衬里的改进
适当提高隔热耐磨衬里的导热系数, 相应提高衬里的抗折、抗压强度和体积密度, 在保证衬里有足够厚度和强度的情况下使设备壳体壁温提高到所需值。此举的目的在于:
1) 避免液相腐蚀介质生成, 防止应力腐蚀裂纹的产生;
2) 衬里强度适度提高带来衬里寿命延长, 适应装置长周期运转需要;
3) 衬里强度、密度的提高, 使得衬里的质量显著提高。衬里表面的裂纹缺陷减少, 使衬里可以阻挡大量腐蚀性烟气接触到金属壳体内壁。
b ) 对设备进行外部保温当衬里材料和其厚度难于变更时, 为提高壁温可采取对设备进行外部保温的措施。此举的目的在于:
1) 提高壁温, 避免液相腐蚀介质生成, 防止应力腐蚀裂纹的产生;
2) 降低由于提高设备壁温带来的能耗的增加; 3) 解决由于提高壁温后带来的劳动保护和安全上的问题;
4) 对于正在运行的装置不便于停工检修更换衬里的装置, 实施方便。
313 防止设备应力腐蚀的工艺措施
a ) 因为以硝酸盐溶液为主的酸性溶液是设备应
一催化二催化
三催化
()
开裂开裂正常开裂开裂开裂开裂
大庆催化延安催化天津催化沧州催化
3 此处已采用10mm 厚的玻璃棉对设备进行了外保温。
较多的NO X , 加之烟气中有一定量的水蒸汽, 当设备壳体壁温低于烟气酸露点温度时, 在金属壳体内壁形成了硝酸盐水溶液, 设备壳体在此介质作用下发生了应力腐蚀裂纹。
3 防止再生系统设备应力腐蚀裂纹的措施
再生系统设备焊缝应力腐蚀裂纹的产生和扩展是一种快速、危险的过程, 一旦从设备内壁产生裂纹, 将快速扩展, 直到形成贯穿性裂纹, 构成对企业安全生产的严重威胁。因此积极采取有效措施, 防止类似情况继续发生, 是一项十分紧迫的任务。311 设备综合应力水平的控制
焊接工艺、a ) 在设备制造过程中, 对设备材料、电焊条等应严格技术要求; 加强出厂前的设备检查,
使设备综合应力水平得到有效控制;
b ) 对于现场组装的设备壳体应避免大错边量的强制组焊;
c ) 对于应力集中部位(包括焊缝) , 应尽可能地实施消除应力处理, 包括焊后立即进行小锤敲击, 或采用电热带等方法进行焊后消除应力热处理。312 设备壁温与衬里性能的改进
从实测的几套重油催化裂化装置的再生烟气的酸露点温度来看, 烟气酸露点温度约为120~140℃, 而目前国内原有的再生器及三旋等设备壳体壁温按100~120℃设计的居多。因此, 合理确定隔热衬里结构, 使设备壳体壁温保持在烟气酸露点温
力腐蚀的腐蚀介质, 应尽快投入使用一种能抑制NO X 生成的添加剂, 来降低再生烟气中的NO X 含量, 从而降低壳体内壁硝酸盐溶液浓度, 防止壳体应力腐蚀, 同时减少烟气中NO X 的排放, 有利于环境保护;
b ) 因烟气酸露点温度随着SO 3浓度的增大而提高, 故应采用硫转移剂, 减少再生烟气中的SO X 含量, 以降低烟气的酸露点温度, 从而减少露点腐蚀的发生。
c ) 为了控制设备壳体中的拉伸应力水平, 应严格按规定的再生压力及再生温度操作, 严禁超出工艺控制参数。
?2?
ABSTRACTS
PETRO 2CH E M I CAL EQU IPM EN T T ECHNOLO GY
Started Pub licati on in 1980. B i m on th ly . Jan . 2000V o l . 21N o. 1
T I ON OF F I LL ET W ELD ING FOR CRUD E TANK B OTT OM PLATE
Z hu D ehan . A nqing p etroche m ica l co m p lex , P . C
ti on differen t coating fo r the u se of fo reign sto rage tank w ith differen t con ten ts and differen t typ es is recomm ended . T he m atch ing p rinci p le of an ti 2elec 2tro static coating of tank inner w all is given . Keywords Conducive filler , M icrocell , Sacrificial anode , Cathodic covering lager
PERFOR M ANCE TEST ING AND EVAL UAT I ON OF AX I AL -FLOW M A IN B LOW ER FOR CATA -LY ST I C CRACK ING UN IT
W u W enw ei .
Gaoqiao
p etroche m ica l
co m p any ,
S hang ha i ref inery , P . C 200137
246001
Abstract B ecau se of the seri ou s co rro si on and lo 2cal m icrocrack of the fillet w elding betw een bo ttom p late and tank w all fo r som e o il tank in o il sto rage tank district , the theo retic analysis is carried ou t in th is article from the asp ect of fractu re m echan ics . A nd effective so lu ti on is p u t fo rw ard .
Keywords C rude tank , F iller w elding , Stress analysis , P ro tecti on
REAS ON ANALY SIS AND COUNTER M EASURE D ISCUSSI ON ON THE STRESS CORROSI ON CRACK OF REGENRAT I ON S Y STE M EQU IP -. M ENT FOR CATALY ST I C CRACK ING UN IT
J in Gu ilan . S IN O P EC B eij ing d esig n institu te , P . C 100011
Abstract T he p erfo rm ance standardizati on and the determ inati on of safe op erati on regi on of i m 2po rt catalystic ax ial 2flow m ain b low er , befo re the first p u tting in to op erati on of new m ach ine , are recomm ended .
Keywords Catalystic crack ing , Energy recovery m ach ine set , A x ial 2flow b low er
THE D ETER M INAT I ON OF CENTER ING COM -PESAT IVE QUANT IT Y FOR M ACH INE SET B Y THE USE OF ACTUAL M EASUR INGM ETHOD
W ang Z hong sh i , etc . J inan ref inery , P . C 250101
Abstract B ased on the investigati on on stress co rro si on crack of regenerati on system equ i pm en t of catalystic crack ing un it , the occu ring reason of stress co rro si on crack are analized . A nd the p ro tec 2ti on s are discu ssed .
Keywords Catalystic crack ing , R egenerati on sys 2tem equ i pm en t , Stress co rro si on , Coun term easu re THE STRUCTURE OF ANT I -EL ECTROSTAT I C AND
ANT I -CORROSI ON COAT ING LAY ER ,
AND ITS APPL I CAT I ON PR I C IPL E
S ong Guang cheng . P etroche m ica l science resea rch institu te , P . C 100083
Abstract T he facto rs that affect the increasing of cen tering accu racy fo r m ach ine set are analized . T he actual m easu ring m ethod of cen tering com p en 2sative quan tity is given . A nd a good effectiveness is ob tained in actual app licati on .
Keywords A ligm en t , Exp an si on , Cen tering com 2p en sati on
ANALY SIS ON BROKEN T OOTH OF S Y N -CHRONOUS GEAR FOR SCRE W COM PRESS OR
H uang H uam ing , etc . m in istry of m ach ine bu lid ing ind ustry , Z heng z hou m ach ine resea rch institu te , P . C
Abstract T he functi on and catego ry of an ti 2elec 2tro static coating , and the sp ecial requ irem en t of an 2ti 2electro static coating u sed in p etro leum p roduct sto rage tank are in troduced generally .
T he tank w all ru st p reveti on w o rk ing life , under the influence of conductive filler electrode po ten 2tial , coating fil m an ti 2o s m o sis and dry coating fil m th inkness , in the structu re of an ti 2electro static coating is analized . T he comm on p roci p le of selec 2
450052
Abstract B ased on the strength check of screw com p resso r synch ronou s gear by the u se of “the , in cu rren t strength standard softw are p ackage ”com b inati on of the w o rk ing conditi on of screw
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