催化裂化装置仪表及自动控制设计规定.docx
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催化裂化装置仪表及自动控制设计规定
长岭炼化
岳阳工程设计有限公司
公司标准
12B202-2005
催化裂化装置仪表及自动控制设计规定
第1页共48页
1总则
1.1本导则适用于新建催化裂化装置（FCC），重油接触裂化制乙烯装置（HCC）的仪表及自动控制设计。
2流化床催化剂的密度和藏量测量
2.1密度和藏量测量
2.1.1如图1所示，流化床的平均密度用同床层内不同高度的两测压点之间的静压差来度量，并按
（1）式计算。
ρ=△P1/H…………………………
（1）
式中：
ρ——床层的平均密度kg/m3
△P1——仪表测量的床层静压差kg/m3
H——两个测压点之间的实际垂直距离m
2.1.2催化剂藏量是指流化床内上、下两测压点之间的催化剂持有量（以千克计）。
流化床催化剂藏量的测量方法是测量底部与顶部之间的总差压（包括密相床和稀相床）△P2，并按
（2）式计算，参见图1。
W=W1+W2
=△P2·A1+W2（1-A1/A2）
=△P2·A1…………………………
（2）
式中：
W——流化床催化剂藏量kg
W1——密相床的催化剂藏量kg
W2——稀相床的催化剂藏量kg
△P2——流化床总静压差kg/m2
A1——密相床的有效面积m2
A2——稀相床的有效面积m2
2.2测压点的位置
2.2.1流化床的测压点一般应按图2设置，测压点配置反吹系统和便于用机械方式进行不停工清扫的措施。
当只能用弯曲伸入的方法才能测量两器内部某指定点的压力时，还必须在两
2005-12-01
2005-12-01
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器内部设置导压管。
设置器内导压管时，要考虑热补偿以防止在升温时导压管被拉裂或拉断，器内导压管只能依靠反吹气保持通畅，不能用机械方式进行不停工清扫；同时要注意在运行中有被流化床内的局部高速气流冲蚀穿孔的可能。
2.2.2测压点管嘴采用DN20mm承插焊接管嘴或3/4”锥管螺纹管嘴，内部引起管采用φ32×4.5无缝钢管，其材质根据最高操作温度确定。
2.2.3测压点应向内下斜45°；当两器外部空间受限制时，也可以是水平取压方式，以方便安装和清扫为原则。
2.2.4测压点的标高和方位应按以下原则确定：
1、测量仪表应安装在对应测压点的上方。
2、测压点的标高和间距应满足过程测量和仪表量程选择的需要。
3、测压点的方位宜取相当方位或相近方位，并避免碰撞周围的配管、平台和框架梁柱。
2.3仪表刻度值和差压变送器量程的确定。
2.3.1测压点间距（H）、仪表刻度值（ρ及W）及差压变送器量程（△P1或△P2）三者之间的关系如前
（1）式和
（2）式所示。
ρ=△P1/H…………………………
（1）
W=△P2·A1
一般的选择匹配原则是：
1、按密度和藏量的正常值和最大值确定仪表的刻度值（ρ及W），仪表的刻度值应取圆整值，以便于仪表刻度和读数。
2、按上式计算差压变送器差压值（△P1或△P2）作为差压变送器的量程（取计算值不取圆整值）
3、测量稀相床密度时，差压计算值往往很小，在选择低压变送器时应注意：
a、低差压变送器的耐压等级必须大于最大操作压力的1.5倍。
b、如果因差压计算值太小，选不到合适的差压变送器时，则要重新确定两测压点的间距，也可以适当扩大仪表的刻度值。
2.3.2设计文件应列表说明仪表编号、管嘴编号及标高（或间距），仪表刻度值和差压计算值。
2.3.3两器吊装完成后，应按实测的各测压点之间的距离核算差压，并根据新的差压值调校差压变送器的量程并修改原设计文件的数据。
2.4反吹系统的设计
2.4.1测压点应按图2设置反吹气，再生系统的反吹气采用净化压缩空气，反应系统的反吹气宜采用惰性气，也可以采用净化压缩空气。
2.4.2反吹气压力应大于或等于被测压力的2倍。
对于低压反应——再生系统需要400~600kPa（绝），对于高压反应——再生系统需要600~800kPa（绝）
2.4.3反吹气用限流部件可用限流孔板或限流闸阀。
2.4.4反吹气流在限流部件后的线速宜采用0.5~1m/s。
2.4.5用限流部件控制反吹气量是一种简单易行的恒流方法，反吹用限流部件可按下式计算：
G=1.2522·φ·d2·
…………………………（3）
对于压缩气体：
当K=1.4（d/D）2<<0.7P2/P1≤0.5时φ=0.357
故G=0.417·d2·P1·
……………………………………（4）
G——重量流量kg/h
φ——流量系数，一般取0.35~0.4
d——限流部件锐孔直径mm
一般可选0.6、0.8、1.0mm
D——反吹气源管内径mm
r1——反吹气操作重度kg/m3
r0——反吹气标准重度kg/m3·n
P1——限流部件前的压力kg/cm2（绝压）
用净化压缩空气作反吹气并按（4）式计算，其结果详见表1。
表1反吹气流量计算表
限流部件锐孔
直径（mm）
气源压力
kPa（绝）
反吹气流量
反吹气线速
m/s注
（1）
G（kg/h）
Q0（m2n/h）
φ1.0
（500）
2.67
2.07
1.36
600
3.21
2.48
1.66
700
3.74
2.87
1.94
800
2.48
3.31
2.32
φ0.8
（500）
1.71
1.32
1.36
600
2.05
1.59
1.66
700
2.39
1.85
1.94
800
2.74
2.12
2.32
φ0.6
（500）
0.96
0.74
0.5
600
1.15
0.89
0.6
700
1.35
1.04
0.7
800
1.54
1.19
0.8
注
（1）：
反吹气线速度按内部引压管规格φ32×4.5（内径为φ23mm）计算。
2.5反吹气配管设计及安装
2.5.1反吹气点应尽量靠近测压点。
2.5.2限流部件宜装在垂直向上或水平的气源管道上，其位置应便于拆装。
2.5.3反吹气源总管与仪表供风总管应分别从装置外引入反应——再生框架，反吹气源总管管径一般用DN15~20，反吹气源管道不应采用焊接。
2.5.4反吹气源总管上宜设置过滤器，以防止限流部件堵塞（特别是在开工初期）。
2.5.5反吹气源总管及支管道上宜设置弹簧式止回阀。
2.5.6密相床的反吹限流部件锐孔直径宜用φ1.0mm，稀相床的反吹限流板锐孔直径宜为φ0.8mm，也可用φ1.0mm。
3反应——再生系统的温度测量
3.1耐磨热电偶
反应——再生系统的温度测量一般应采用耐磨热电偶，耐磨热电偶的结构特点如图3所示。
垫片以用0Cr19Ni9—柔性石墨缠绕垫片为宜，螺栓材质为15CrMoA，螺母材质为35号钢。
3.1.1保护管材质应根据反应再生器的操作温度选用。
一般的FCC装置保护管及耐磨头本体材质用0Cr18Ni9Ti即可；对于HCC装置，由于二再温度为800~850℃，所以保护管及耐磨头本体材质应选用GH30或GH39。
3.1.2保护管端部的耐磨头长度为200mm，采用整体棒料钻孔制成，其外面再喷焊或烧结复合耐磨层。
3.1.3应在固定装置连接处安装不锈钢保险密封卡套。
当热电偶保护套管端部磨穿时，不锈钢保险密封卡套能自动隔断外溢通道，避免事故的发生。
3.1.4连接法兰DN50，PN2.5MPa光滑式密封面。
3.1.5插入深度l=外套管长度（L）+100~150mm。
外套管长度为设备法兰面到器内保护管端部的距离。
3.2非耐磨热电偶
当只能用弯曲的办法才能将热电偶插入两器内某些部位时，可以不采用耐磨热电偶，而采用φ6mm的铠装热电偶。
此时，设备法兰以内的保护管（保护管端部和设备隔离）由设备设计人员负责设计并随两器一起试压，铠装热电偶则插到设备的保护管内。
此外在设备外设置密封卡套，以便在热电偶保护管被磨穿时介质也致于外漏。
3.3非耐磨热电偶的安装及其他特殊处理
3.3.1耐磨热电偶的插入深度愈大，安装所需的外部空间也愈大，在委托设备开口的标高和方位时应当注意，安装形式以向内下斜45°为好（不易残留催化剂），如果为适应安装维护的需要，个别部位也可采取水平或其他安装形式。
3.3.2标准结构耐磨热电偶在再生器、沉降器等稀、密相床内的使用寿命一般都在5年以上，而在提升管反应器等高线速部位的使用寿命较短。
因此对于安装在提升管反应器等部位的耐磨热电偶还必须采取如下保护措施：
1）在耐磨热电偶前设置防冲蚀档板（硬质合金的或是刚玉衬里的）。
2）延长设备上的套管使之稍稍超过热电偶端部，将外套管端部背向气流部分割去半圆，割去长度约为100mm。
3）采用双套管结构，内套管可更换（设备开口改大至80mm）。
3.4辅助燃烧室热电偶
辅助燃烧室内虽然没有催化剂，但由于开工时短期最高操作温度可能超过1000℃，有时损坏也很严重（高温烧坏）。
为了不影响生产，辅助燃烧室的测温热电偶宜采用耐高温热电偶，其保护管材质宜采用GH214。
热电偶端缩入炉膛耐火砖表面10~20mm。
辅助燃烧室炉膛热电偶应采用两支热电偶，分度号宜为“S”。
其中一支热电偶接至控制室，另一支供开工时接现场指示仪用，热电偶分度号宜为“S”。
为了防止主风分布管（板）在开工时因超温烧坏，在辅助燃烧室出口主风总管上应设置两支热电偶，其中一支热电偶供开工时接现场指示器用。
4主要控制方案
4.1反应压力控制
反应压力控制对于流化催化裂化装置十分重要，反应压力不仅影响催化剂的正常流化循环、影响产品质量，往往还是催化剂损失量增加的重要原因之一。
值得注意的是任何反应压力失控情况的出现都是十分危险的，对于不同的生产装置，尽管工艺流程、运转负荷、设备能力和设备状况可能存在很大差异，在具体操作方法方面也不尽相同，但是下述控制原理和操作要点是共同的。
4.1.1在不同的操作阶段，采用下列几种基本手段来控制反应压力（参见图4）：
1）烘器阶段
根据反应沉降器的压力指示（PR-1）通过遥控沉降器顶的放空阀来控制反应器的压力，其目的是控制反应器的升温速度。
2）装剂、转剂、两器流化实验、建立汽封至拆分馏塔大盲板前
根据反应沉降器的压力指示（PR-1）通过遥控沉降器顶的放空阀来控制反应器的压力。
3）拆分馏塔大盲板后至反应进油前
用分馏塔顶压力控制分馏塔至塔顶冷凝器之间的蝶型调节阀来保证反应器的压力的平稳。
4）反应进油后到富气压缩机投运前
用分馏塔顶压力控制富气压缩机入口放火炬小阀（PRCV-1D），配以遥控富气压缩机入口放火炬大阀（PRCV-2D），以保证反应器压力平稳。
5）富气压缩机正常运行后
a、对于离心式富气压缩机，用分馏塔顶压力控制富气压缩机的转速来保证反应器压力的平稳，此时，富气压缩机入口放火炬大、小阀均自动关闭，若汽轮机调速器失常，设置调速器于固定开度，则机组恒速运行，此时，用富气压缩机出入口循环线上的调节阀（反喘振阀FRCV-6）来保证反应器压力的平稳。
b、对于使用往复式富气压缩机的小型催化裂化装置，宜采用分程控制富气压缩机的循环量和入口放火炬相结合的控制方案来保证反应压力的平稳（见图5）。
6）富气压缩机突然故障后
富气压缩机组入口设独立的压力控制，通过调节入口放火炬大阀保证机组入口压力平稳。
该压力调节器的给定值比正常操作值高10-20KPa，当富气压缩机组故障停机时，机组入口放火炬大小阀自动调节以保证反应压力不超高。
4.1.2主要设计原则
1）与反应压力控制有关的各种控制手段和操作权限一般应集中到装置控制室，不宜交给气压机岗位分管。
因为岗位之间的操作不协调往往是造成处理不当或意外事故的重要原因。
2）气压机出口富气放火炬管线上不宜设置遥控阀，也不要轻易开启出口放火炬阀（最好加铅封），否则装置控制室将失去对反应压力的控制手段，这是很危险的。
3）气压机入口放火炬调节阀PRC-2A采用偏心旋转阀比使用单座调节阀妥当关闭严密性好（关闭严密性好，流通能力大）。
4）富气系统的压力和差压变送器一般都应安装在测压点的上方，否则应加隔离器，灌隔离液并注意作好变送器的零点迁移。
5）采用分馏塔压力（PR-3）来控制反应压力具有同样效果，并兼有更利于分馏塔顶产品质量控制。
4.2富气压缩机的反喘振控制
流化催化裂化装置的富气压缩机一般采用多级离心式气体压缩机。
压缩机出口压力由吸收塔压力控制（恒压）；压缩机入口压力基本上也是恒压（决定于反应压力），并用以控制压缩机的负荷。
多级离心式气体压缩机的反喘振是由压缩机本身的流量——压力特性曲线决定的，压缩机必须在大于额定喘振流量的工况下才能正常运行，否则机组的流量和压力都将发生激烈振荡，机组振动严重时会导致机件损坏。
典型的离心式气体压缩机的流量——压力特性曲线参见图6。
4.2.1恒速运行机组的反喘振控制
恒速运行的离心式富气压缩机采用定值反喘振流量控制系统，此流量调节器的给定值应大于额定喘振点流量Qs的7~10%。
4.2.2变速运行机组的反喘振控制
变速运行的离心式富气压缩机宜采用随动反喘振流量控制系统，随动反喘振流量控制系统将随压缩机的不同工况（压缩比、出口压力或转速）沿喘振限曲线（实际上是沿反喘振操作曲线——图7中的B线）自动改变反喘振流量调节器的给定值，因而既较安全又节能，参见图4中PT-4→Y→FRC-6及图7、图8。
4.2.3随动反喘振流量控制系统的数学模型
随动反喘振流量控制系统的喘振限曲线的数学模型可以从离心式气体压缩机的流量—压力特性曲线、气体动力学方程和压缩机入口差压式流量仪表的流量计算公式导出。
此喘振限曲线在h（入口流量仪表的差压）——P2/P1（压缩机的压缩比）坐标上是一条直线。
参见图7中的M1′—M2′直线
h/P1=V·P2/P1+K………………（5）
式中：
h——气压机入口流量差压变送器量程的百分数；
P1——气压机入口压力（绝）变送器量程的百分数；
P2——气压机出口压力（绝）变送器量程的百分数；
V——常数，直线M1′—M2′的斜率；
K——常数，直线B的截距。
对于吸入压力为常压或恒定值的系统，式（5）可进一步简化为：
h=V·P2+K……………………（6）
图7中的直线A（M1′—M2′，喘振限直线）和直线B（随动反喘振控制操作线）就是方程式（5）或式（6）所代表的直线。
式（5）和式（6）是流化催化裂化装置用多极离心式富气压缩机常用的、较成熟的随动反喘振流量控制系统的典型数学模型。
4.2.4随动反喘振流量控制系统的控制流程
按照式（5）建立的随动反喘振流量控制系统如图8所示。
如果PT-1和PT-2都采用绝对压力变送器或按绝对压力数据来调校压力变送器，图8可以进一步简化，取消其中的Y-2。
按照式（6）建立的随动反喘振流量控制系统如图4中PT→4→Y→FRC-6回路所示。
根据图7可以确定方程式中的V值和K值，并据此确定系统中各运算单元的比例系数和零点。
图7可以按下述方式来绘制。
4.2.5绘制随动反喘振流量控制系统操作线的方法
有两种绘制随动反喘振流量控制系统操作线（图7中的B线）的方法。
1）根据压缩机制造厂提供的如图6气体压缩机特征曲线上的M1、M2点（喘振限曲线上的任意两个临界工况点）数据折算成与流量差压变送器及压力变送器的刻度值相对应的h（或h/P1）和P2（或P2/P1）的相对值（%），在图7的坐标上确定对应于M1、M2的M1′、M2′点，连接M1′和M2′就可画出压缩机的喘振限直线A。
然后再作A线的平行线B。
A、B线的间距△Q为流量刻度的7~10%。
对应的△h值应按具体机组的设计数据计算：
△h%=△Q%×（2Q%+△Q%）
△h%——A、B线的间距，取差压变送器量程的百分数；
△Q%——调节器给定值与喘振点之间的间距，一般取喘振点流量值的7~10%
Q%——喘振点的流量差压变送器的相对百分数。
图7中：
直线A就是该压缩机理论喘振限直线：
直线B就是该压缩机的随动反喘振流量控制系统的安全操作线。
如果某些压缩机的特征曲线换算到图7上不是一条直线A，而是一条不规则的曲线时，只需沿此曲线画出一条近似的平行线作为安全操作线（B）来使用。
2）实测富气压缩机的运行数据，测出不同转速下喘振限临界点的数据（包括进出口压力、入口流量、转速和气体分子量）后，也可以画出如图7中的A线和B线。
这种测试工作在生产的低负荷运行阶段进行并无危险，也很快速和方便。
但是，在生产指挥人员和操作人员未彻底理解时，往往阻力较大，不乐于进行这种测试。
4.2.6主要设计原则
1）在同一装置内有两台离心式富气压缩机时，无论是互相备用或是并联运行的机组，每台压缩机机组都应设置独立的反喘振流量控制系统。
2）对于有级间冷却的两段离心式富气压缩机机组，其反喘振控制系统的设计应根据下述不同情况确定。
a、按两段各自的流量——压力特性曲线和设计工况，每段都分别配置各自的反喘振系统。
第一段的流量信号取自第一段的入口；第二段的流量信号一般都取自第二段的出口。
b、如果按两段各自的流量——压力特性曲线和设计工况换算到图7上得到的两条直线比较接近，可以用一条安全操作线A包括两条直线A；如果分段控制的节能效果不大时，对这样的机组就仍应只配置一套总的大循环反喘振控制系统。
3）计算反喘振控制系统中的循环气调节阀能力时，循环气流量的取值必须大于机组的喘振限流量（喘振限流量一般为机组额定流量的70~80%），一般取单台机组额定流量的100%来计算。
此外，除了要计算设计工况下所需调节阀的Cv值外，还应核算低压工况下所需的调节阀的CV值（有些装置在开工初期和特殊情况下按低吸收压力操作，此时机组出口压力往往只有正常设计压力的50%左右）。
在选择调节阀时，取两个CV值中的较大值，此时，调节阀CV选用值就不必另外加大了。
4）反喘振控制系统的循环气调节阀宜选用低噪声调节阀（直线特性、气关式），其安装位置应尽量靠近冷却器，以尽量缩短低压侧管道的长度，应核算低压侧管道的流速并放大其管径。
5）反喘振控制系统的调节器和富气压缩机入口调节器应具有抗积分饱和功能。
6）大型装置中，富气压缩机入口放火炬小阀的流通能力按最大富气流量的10~30%计算，该调节阀的口径不宜大于φ300mm。
7）富气压缩机反喘振控制系统原则上应集中在装置控制室。
8）催化富气的流量测量元件宜选用文丘里管，差压变送器的安装位置应高于测量元件。
4.3再生压力和两器差压控制
再生器压力控制或两器差压控制是反应——再生系统的关键控制回路，与其相关的参数和回路有：
1）两器压力平衡；
2）催化剂流化状况和损失；
3）催化剂循环量控制；
4）主风流量控制和烟气能量回收机组控制；
5）富气压缩机负荷与主风机负荷的合理匹配。
再生器压力控制随装置类型，主要工艺设备的技术条件和自动化仪表选型的不同，有下述三种控制方案可供选择：
1）再生器压力定值控制；
2）两器差压控制（再生器压力随动控制）；
3）再生器压力和两器差压自动选择控制；
4.3.1再生器压力定值控制
用再生器压力直接控制双动滑阀，再生器按恒压操作。
此控制方案有利于主风流量控制和主风机组的平稳运行，能有效排除反应压力波动对主风流量的影响，从升温干燥、升压、装催化剂、两器流化到反应进油生产的整个过程都无需进行压力，差压控制的切换，较易操作。
但是反应压力的波动不利于催化剂的循环。
此方案是高低并列和同轴型提升管流化催化裂化装置较为常用的再生器压力控制方案。
4.3.2两器差压控制（再生器压力随动控制）
用反应器和再生器之间的差压控制双动滑阀，使再生器压力随反应压力器浮动以保持两器差压恒定。
此方案有利于两器压力平衡，可排除反应压力波动对催化剂循环量控制的干扰，这在同高并列式催化裂化装置中几乎是唯一能被接受的控制方案。
在提升管式流化催化裂化装置中，此方案在反应压力异常升高的情况下，会自动提高再生压力达到危及主风机的安全运行；同时，采用单动滑阀（或塞阀）控制催化剂循环量，它在克服两器差压变化对催化剂循环量干扰方面的操作弹性较大，因而多数炼油厂往往更乐于采用再生器压力定值控制方案。
4.3.3再生器压力和两器差压自动选择控制
此方案为较复杂的超驰控制系统，具有较高的安全控制功能。
当两器差压处于给定值范围内时，双动滑阀只受再生器压力控制，不受反应压力波动影响，只有当反应压力下降使两器差压过高超过安全给定值时，自选调节系统中的再生器压力调节器才会无扰动地被两器差压调节器所取代，此时双动滑阀自动改为受两器差压控制，再生器压力被自动调低以维持两器差压处于给定的安全范围内，并随反应器压力变化，当反应器压力回复并超过反应器压力给定值时，系统又无扰动地转入再生器压力控制双动滑阀状态。
应当指出，当出现反应压力异常上升使两器差压负向超限的情况下，此自选调节系统是无能为力的。
当出现这种危险情况下，只能依靠自动报警后经人工来处理或由两器差压自动保护来处理。
采用再生压力和两器差压自选控制系统，在进料低流量自保或反应压力异常降低时，能有效地防止再生催化剂倒流入反应器。
再生器压力和两器差压自动选择控制系统的原理如图9所示。
当△PI2=I3+（SP2-△P）/B2
I1=I3+（SP1-P1）/B2
∵SP2-△P>SP1-P1≈0（当未出现反应压力异常降低时）
∴I1（式中B1、B2分别是PRC-1和PdRC-2调节器的比例度），此时再生器压力（PRC-1）控制双动滑阀；
当△P≈SP2P1≈SP1（当反应器压力下降至接近设定值时）
I2=I3+（SP2-△P）/B2
I1=I3+（SP1-P1）/B1
∵SP2-△P≈SP1-P1≈0
∴I1≈I2≈I3
此时准备好了无扰动切换的条件：
当△P>SP2P1≈SP1或P1I2=I3+（SP2-△P）/B2
I1=I3+（SP1-P1）/B1
∵SP2-△P<0SP1-P1≥0
∴I2此时再生器压力调节器自动被两器差压调节器取代，双动滑阀只受两器差压控制。
4.3.4有烟气能量回收机组的再生器压力控制
当装置配备有能量回收机组时，必须对再生器压力控制（或两器差压控制）和整个烟气能量回收机组的控制以及自动保护系统进行全面考虑，把二者的正常操作控制和异常时的联锁保护作为一个有机整体看待。
参见图10及4.4节和第4.13节。
1）烟气压力控制系统的设计要点
a、再生器压力只能是恒压操作或基本上恒压操作（两器差压控制时）。
b、烟机在正常工况下入口蝶阀的压力降与烟气系统总压降（包括烟机）的比值（S值）很小，一般S值都在0.1以下（取S值0.05-0.1之间）。
c、烟机的烟气流通能力在额定工况下可等效为一个限流孔板看待。
在再生器压力基本上是恒压操作的条件下，烟气流通能力的允许操作弹性也很小，其上限决定于入口烟气蝶阀的S值，而下限决定于烟机的能量回收率，一般操作弹性随S值的降低而减小，而回收的能量随S值的减小而增加。
2）基本控制流程
同一装置在不
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