旋风分离器翼阀磨损的气相流场分析

采用FLUENT流体计算软件对催化裂化装置旋风分离器翼阀周围流场进行计算,分析了翼阀阀板边缘磨损的机理。计算表明,翼阀阀板边缘的磨损是气流携带催化剂颗粒造成的,属于气固两相流冲蚀磨损。由于旋风分离器料腿内的压力低,当翼阀张开时,催化剂颗粒随气流从上部开口缝隙倒流至料腿内部,斜向冲击翼阀阀板产生冲蚀磨损。磨损程度与开口缝隙大小、颗粒浓度、阀板位置有关。     

FCC沉降器旋风分离器翼阀磨损实验分析

针对FCC沉降器旋风分离器料腿下端翼阀阀板磨损的问题,在φ150 mm×5 000 mm料腿翼阀实验装置上进行了排料实验.实验表明,翼阀磨损与漏风有关,是气体夹带催化剂颗粒冲击阀板造成的冲蚀磨损,磨损部位主要发生在阀板与阀口接触的椭圆密封面上.根据颗粒质量流率和内外负压差参数,翼阀主要有连续式滴流状和周期性节涌状两种排料形式.连续式滴流状排料时,阀口附近的压力脉动呈高频低幅值波动,翼阀下部开口比较大,冲蚀磨损最严重的部位发生在阀板的底部,形成椭圆状沟槽式磨损;周期性节涌状排料时,压力脉动呈低频高幅锯齿状波动,下部的排料为密相半管流形态,冲蚀磨损主要发生在阀板上部边侧,形成沟槽式磨损.     

催化裂化装置旋风分离器料腿翼阀系统排料流态的实验分析

针对催化裂化装置旋风分离器料腿翼阀系统的排料过程,在Φ150 mm×5000 mm料腿冷模实验装置中悬空安装翼阀,在颗粒质量流率0~50 kg/(m2·s)、负压差0~11 kPa范围内进行系统的排料实验,考察负压差和颗粒质量流率对排料过程的影响。结果表明,料腿翼阀系统的排料流态有连续式滴流状排料和间歇周期性节涌状排料2种形式。负压差小、颗粒质量流率大,排料流态趋于连续式滴流排料;负压差大、颗粒质量流率小,排料流态趋于间歇式周期性排料。2种排料流态随负压差和颗粒质量流率的变化可以互相转换。根据实验数据还提出了旋风分离器料腿翼阀系统的排料相图。     

旋风分离器型循环流化床锅炉的防磨

循环流化床锅炉根据分离器的工作温度可分为高温分离器型和中温分离器型；根据分离器苛分为带旋风分离器的和带惯性分离器的两种。     

旋风分离器用耐磨型翼阀的研制

对旋风分离器用翼阀磨损形态进行了分析，介绍了新型耐磨型翼阀的研制情况。     

翼阀出口段直径变化对旋风分离器料腿-翼阀排料特性的影响

在内径为150 mm、高为5 000 mm的料腿-翼阀冷态实验装置上,以FCC平衡催化剂为实验物料,在颗粒质量流率为0~50 kg/(m2?s)、负压差为0~10 kPa的条件下,考察了翼阀出口段直径变化对料腿-翼阀排料特性的影响。结果表明：翼阀的排料存在两种形式,即连续式和间歇式排料;与无缩径的料腿-翼阀系统相比,缩径下料腿-翼阀系统在排料形式、轴向压力以及阀板张角等方面都存在很大的不同,在相同操作条件下,缩径下料腿-翼阀系统的阀板张角均小于无缩径下的阀板张角。     

多管式旋风分离器内气相流场数值模拟

应用数值模拟的方法研究了多管式旋风分离器内的气相流场,研究发现,单管压降是多管旋风分离器压降的主要部分,约占90％。在灰斗内单管排尘口以下轴向速度逐渐减小,在尘口以下200mm处轴向速度值几乎为0,气流不会夹带颗粒向上返混。在进气均匀的情况下,依然存在着窜流现象,窜流率约为10％。单管分离空间底部存在摆尾现象,排尘口下部区域内压力分布不均,是导致窜流现象发生的直接原因。     

PV型旋风分离器流场的计算分析

根据旋风分离器流场的大量实测数据。经多元回归分析得到了切向、轴向气速在分离器蜗壳与分离空间内的无量纲化的计算公式，其中包括影响分离效率的两个关键结构参数ＫＡ与ｄｒ。由此基础上还提出了短路流量与进入灰斗气量的计算公式。     

某催化裂化装置二级旋风分离器堵塞故障分析

介绍了某石化企业催化裂化装置再生系统二级旋风分离器多个料腿堵塞的现象,并对其造成的催化剂跑损的原因进行了分析。通过改变旋风分离器翼阀安装的角度(静态试验质量由1.5 kg改为1.0 kg)、标高(12只翼阀焊缝标高均提高100 mm)、开启方向(5只翼阀开启方向改为指向再生器中心),调整料腿高度,增加流化风分配管等措施,解决了二级旋风分离器料腿堵塞的问题。通过采取上述措施后,再生器二级旋风分离器工况稳定,再生器出口烟气中催化剂粉尘等的相关参数均在工艺控制指标范围。该实施结果为二级旋风分离器和烟气能量回收机组的长周期平稳运行提供参考。     

BSX新型三级旋风分离器在催化裂化装置上的应用

介绍了BSX新型三级旋风分离器(三旋)在中国海洋石油总公司惠州炼油分公司1.2 Mt/a催化裂化装置上的应用情况。应用结果表明:采用BSX新型三旋,三旋出口(烟气轮机入口)粉尘浓度平均值为70.5 mg/m~3,低于烟气轮机入口粉尘浓度控制指标(≤200 mg/m~3);三旋出口的粉尘粒径分布为:小于1μm的颗粒占46.2%;小于2μm的占72.3%;小于3.49μm的占90%;小于7.0μm的占99.2%,远低于烟气轮机入口粉尘粒度控制指标。为烟气轮机的长周期安全运行提供了保障。     

油水旋流分离器流场数值模拟研究

以大涡模型为基础,对双锥形液-液旋流分离器进行数值模拟,研究液-液旋流分离器内部流场的压力分布、速度分布和湍动能分布规律。模拟结果表明,静压的分布基本符合组合涡流场的压力分布规律;轴向速度沿径向几乎呈轴对称分布,在轴心区域径向速度梯度比较大,说明在旋流器中心附近产生的内旋流场是分离的有效区域;在轴截面50 mm处湍动能的分布呈现出两头翘、中间凹的结构,亦称"浴盆"结构。比较发现,模拟结果与试验结果较接近,这为进一步研究旋流器分离机理及结构优化设计奠定了基础。     

DMTO反应器及催化裂化再生器内置三级旋风分离器的设计

甲醇制烯烃(DMTO)装置反应器及催化裂化再生器中稀相段中心有一较大的闲置空间,将三旋内置其中,二旋气体出口管直接与内置三旋简体侧壁焊接,将含尘气直接引入内置三旋,并将内置三旋排尘管由传统的向下排出改为从顶部排出.内置三旋投资小,占地面积小,进气分配比较均匀,分离效率较高,可减少粉尘对大气的污染.三旋内置后减少了管路弯头数量,使管路压力降降低,从而降低装置能耗;其安全运行风险不高于外置独立的三旋.     

旋风分离器两相流动数值模拟研究进展

介绍了旋风分离器的结构与工作原理,综述了国内外旋风分离器两相流场的数值模拟研究进展,对研究过程所用的研究方法进行了描述,分析比较了研究成果。提出了今后旋风分离器内流场研究的重点和发展方向。     

催化裂化装置脱硫湿烟气脱白工艺分析

根据某800 kt/a催化裂化装置湿法脱硫烟气数据和当地冬季气象条件,按温湿图进行烟气脱白工艺设计。烟气冷却再热法脱白方案适应的环境温度范围更宽、脱白更有效、节水效果显著,确定采用烟气冷却再热法脱白方案。进行了烟气间壁换热冷却与顺流喷淋冷却两种冷却方式的热力计算对比。结果表明,直接喷淋冷却换热效率高、换热面积大,工艺设计范围内,直接喷淋冷却的循环水量仅为间壁换热冷却的40%~60%。喷淋冷却能显著降低系统能耗,减少运行费用和设备投资,是一种较为经济高效的烟气冷却方案。     

FCCU单级旋风分离器料腿的负压差和蓄压计算方法

催化裂化装置旋风分离器的料腿排料是一个负压差排料过程.由于对料腿有锁气排料和防止吹通的要求,料腿出口通常安装翼阀或插入密相床层,在料腿内部需要堆积一个料柱形成蓄压去平衡负压差.负压差是料腿出口外部同一水平面位置的床层压力与旋风分离器下部料腿入口处的压力之差.而蓄压是料腿内部上下两端(进出口位置)之间气固两相混合物的压力差.针对单级旋风分离系统料腿物料的流体力学状态进行分析,提出了负压差和蓄压的计算方法,指出料腿的排料条件是内部的蓄压大于其外部的负压差.某沉降器顶旋料腿悬挂在稀相床层中,该料腿内直径为200 mm,催化剂颗粒密度为1 500 kg/m3,料腿内密相段空隙率为76％,旋风分离器压力降(约等于料腿外部的负压差)5.6 kPa,翼阀排料压力降0.35 kPa,可计算出料腿内刚好形成排料能力的密相料柱的高度为1.685 m.     

川渝气田FF-NL级采气井口阀门腐蚀失效分析

以川渝气田某FF-NL级采气井口阀门为例,对阀门进行机械切割分析。发现由阀体、阀板、阀座组成的流体介质通道处于井口高温高压高流速的气液混输腐蚀环境中,通道内表面容易受到电化学腐蚀和机械冲蚀的双重作用,冲刷腐蚀及点蚀现象比较明显。阀杆和阀板因选择材料不同,表现出电偶腐蚀特征,密封失效。轴承组件受力部位在腐蚀介质作用下,出现压应力诱导腐蚀。此外,阀座和阀体贴合面具备产生缝隙腐蚀的条件。室内模拟腐蚀评价实验结果表明,阀门主体材质12Cr13在模拟现场工况下腐蚀严重,与718镍基合金形成电偶后腐蚀速率明显增加。     

FCCU旋风分离器壳体断裂失效的原因分析

针对目前FCC装置旋风分离器壳体和拉杆出现的断裂问题,依据气固两相流会诱发振动引起金属材料疲劳破坏的观点进行了分析.被分离的气固两相流进入旋风分离器后,在旋风分离器内形成的不稳定旋转和不稳定下料会产生低频脉动压力.这种脉动压力施加在旋风分离器壳体上形成了旋风分离器系统振动的激振力,诱发了旋风分离器系统发生共振响应,形成较大的交变应力,最后导致壳体和拉杆的高应力部位和高变形部位的疲劳断裂.预防这种断裂失效的措施应该是对旋风分离器系统进行结构改进,使其结构的固有频率远离激振力的频率,避免共振发生,不需要对旋风分离器壳体材料进行更换.