12B202-2005 第 49 頁 共 49 頁 長 嶺 煉 化岳陽工程設計有限公司公 司 標 準12B202-2005催化裂化裝置儀表及自動控制設計規定第 1 頁 共 48 頁1 總 則1.1 本導則適用于新建催化裂化裝置（FCC），重油接觸裂化制乙烯裝置（HCC）的儀表及自動控制設計。2 流化床催化劑的密度和藏量測量2.1 密度和藏量測量2.1.1 如圖1所示，流化床的平均密度用同床層內不同高度的兩測壓點之間的靜壓差來度量，并按(1)式計算。=P1/H(1) 式中：床層的平均密度 kg/m3 P1儀表測量的床層靜壓差 kg/m3 H兩個測壓點之間的實際垂直距離 m2.1.2 催化劑藏量是指流化床內上、下兩測壓點之間的催化劑持有量（以千克計）。流化床催化劑藏量的測量方法是測量底部與頂部之間的總差壓（包括密相床和稀相床）P2，并按(2)式計算，參見圖1。W=W1+W2 =P2A1+W2（1-A1/A2） =P2A1(2) 式中：W流化床催化劑藏量 kg W1密相床的催化劑藏量 kg W2稀相床的催化劑藏量 kg P2流化床總靜壓差 kg/m2 A1密相床的有效面積 m2 A2稀相床的有效面積 m22.2 測壓點的位置2.2.1 流化床的測壓點一般應按圖2設置，測壓點配置反吹系統和便于用機械方式進行不停工清掃的措施。當只能用彎曲伸入的方法才能測量兩器內部某指定點的壓力時，還必須在兩2005-12-012005-12-01編 制校 核標準化審核審 定發 布 日 期實 施 日 期器內部設置導壓管。設置器內導壓管時，要考慮熱補償以防止在升溫時導壓管被拉裂或拉斷，器內導壓管只能依靠反吹氣保持通暢，不能用機械方式進行不停工清掃；同時要注意在運行中有被流化床內的局部高速氣流沖蝕穿孔的可能。2.2.2 測壓點管嘴采用DN20mm承插焊接管嘴或3/4”錐管螺紋管嘴，內部引起管采用324.5無縫鋼管，其材質根據最高操作溫度確定。2.2.3 測壓點應向內下斜45；當兩器外部空間受限制時，也可以是水平取壓方式，以方便安裝和清掃為原則。2.2.4 測壓點的標高和方位應按以下原則確定： 1、測量儀表應安裝在對應測壓點的上方。 2、測壓點的標高和間距應滿足過程測量和儀表量程選擇的需要。 3、測壓點的方位宜取相當方位或相近方位，并避免碰撞周圍的配管、平臺和框架梁柱。2.3 儀表刻度值和差壓變送器量程的確定。2.3.1 測壓點間距（H）、儀表刻度值（及W）及差壓變送器量程（P1或P2）三者之間的關系如前（1）式和（2）式所示。=P1/H(1)W=P2A1 一般的選擇匹配原則是： 1、按密度和藏量的正常值和最大值確定儀表的刻度值（及W），儀表的刻度值應取圓整值，以便于儀表刻度和讀數。 2、按上式計算差壓變送器差壓值（P1或P2）作為差壓變送器的量程（取計算值不取圓整值） 3、測量稀相床密度時，差壓計算值往往很小，在選擇低壓變送器時應注意： a、低差壓變送器的耐壓等級必須大于最大操作壓力的1.5倍。 b、如果因差壓計算值太小，選不到合適的差壓變送器時，則要重新確定兩測壓點的間距，也可以適當擴大儀表的刻度值。2.3.2 設計文件應列表說明儀表編號、管嘴編號及標高（或間距），儀表刻度值和差壓計算值。2.3.3 兩器吊裝完成后，應按實測的各測壓點之間的距離核算差壓，并根據新的差壓值調校差壓變送器的量程并修改原設計文件的數據。2.4 反吹系統的設計2.4.1 測壓點應按圖2設置反吹氣，再生系統的反吹氣采用凈化壓縮空氣，反應系統的反吹氣宜采用惰性氣，也可以采用凈化壓縮空氣。2.4.2 反吹氣壓力應大于或等于被測壓力的2倍。對于低壓反應再生系統需要400600kPa（絕），對于高壓反應再生系統需要600800kPa（絕）2.4.3 反吹氣用限流部件可用限流孔板或限流閘閥。2.4.4 反吹氣流在限流部件后的線速宜采用0.51m/s。2.4.5 用限流部件控制反吹氣量是一種簡單易行的恒流方法，反吹用限流部件可按下式計算：G=1.2522d2(3) 對于壓縮氣體： 當K=1.4 （d/D）20.7 P2/P10.5時 =0.357 故 G=0.417d2P1(4) G重量流量 kg/h 流量系數，一般取0.350.4 d限流部件銳孔直徑 mm 一般可選0.6、0.8、1.0mm D反吹氣源管內徑 mm r1反吹氣操作重度 kg/m3 r0反吹氣標準重度 kg/m3n P1限流部件前的壓力 kg/cm2 （絕壓） 用凈化壓縮空氣作反吹氣并按（4）式計算，其結果詳見表1。表1 反吹氣流量計算表限流部件銳孔直徑（mm）氣源壓力kPa（絕）反吹氣流量反吹氣線速m/s 注(1)G（kg/h）Q0(m2n/h)1.0(500)2.672.071.366003.212.481.667003.742.871.948002.483.312.320.8(500)1.711.321.366002.051.591.667002.391.851.948002.742.122.320.6(500)0.960.740.56001.150.890.67001.351.040.78001.541.190.8注(1)：反吹氣線速度按內部引壓管規格324.5(內徑為23mm)計算。2.5 反吹氣配管設計及安裝2.5.1 反吹氣點應盡量靠近測壓點。2.5.2 限流部件宜裝在垂直向上或水平的氣源管道上，其位置應便于拆裝。2.5.3 反吹氣源總管與儀表供風總管應分別從裝置外引入反應再生框架，反吹氣源總管管徑一般用DN1520，反吹氣源管道不應采用焊接。2.5.4 反吹氣源總管上宜設置過濾器，以防止限流部件堵塞（特別是在開工初期）。2.5.5 反吹氣源總管及支管道上宜設置彈簧式止回閥。2.5.6 密相床的反吹限流部件銳孔直徑宜用1.0mm，稀相床的反吹限流板銳孔直徑宜為0.8mm，也可用1.0mm。3 反應再生系統的溫度測量3.1 耐磨熱電偶 反應再生系統的溫度測量一般應采用耐磨熱電偶，耐磨熱電偶的結構特點如圖3所示。墊片以用0Cr19Ni9柔性石墨纏繞墊片為宜，螺栓材質為15CrMoA，螺母材質為35號鋼。3.1.1 保護管材質應根據反應再生器的操作溫度選用。一般的FCC裝置保護管及耐磨頭本體材質用0Cr18Ni9Ti即可；對于HCC裝置，由于二再溫度為800850，所以保護管及耐磨頭本體材質應選用GH30或GH39。3.1.2 保護管端部的耐磨頭長度為200mm，采用整體棒料鉆孔制成，其外面再噴焊或燒結復合耐磨層。3.1.3 應在固定裝置連接處安裝不銹鋼保險密封卡套。當熱電偶保護套管端部磨穿時，不銹鋼保險密封卡套能自動隔斷外溢通道，避免事故的發生。3.1.4 連接法蘭DN50，PN2.5MPa光滑式密封面。3.1.5 插入深度l=外套管長度（L）+100150mm。外套管長度為設備法蘭面到器內保護管端部的距離。3.2 非耐磨熱電偶 當只能用彎曲的辦法才能將熱電偶插入兩器內某些部位時，可以不采用耐磨熱電偶，而采用6mm的鎧裝熱電偶。此時，設備法蘭以內的保護管（保護管端部和設備隔離）由設備設計人員負責設計并隨兩器一起試壓，鎧裝熱電偶則插到設備的保護管內。此外在設備外設置密封卡套，以便在熱電偶保護管被磨穿時介質也致于外漏。3.3 非耐磨熱電偶的安裝及其他特殊處理3.3.1 耐磨熱電偶的插入深度愈大，安裝所需的外部空間也愈大，在委托設備開口的標高和方位時應當注意，安裝形式以向內下斜45為好（不易殘留催化劑），如果為適應安裝維護的需要，個別部位也可采取水平或其他安裝形式。3.3.2 標準結構耐磨熱電偶在再生器、沉降器等稀、密相床內的使用壽命一般都在5年以上，而在提升管反應器等高線速部位的使用壽命較短。因此對于安裝在提升管反應器等部位的耐磨熱電偶還必須采取如下保護措施： 1）在耐磨熱電偶前設置防沖蝕檔板（硬質合金的或是剛玉襯里的）。 2）延長設備上的套管使之稍稍超過熱電偶端部，將外套管端部背向氣流部分割去半圓，割去長度約為100mm。 3）采用雙套管結構，內套管可更換（設備開口改大至80mm）。3.4 輔助燃燒室熱電偶 輔助燃燒室內雖然沒有催化劑，但由于開工時短期最高操作溫度可能超過1000，有時損壞也很嚴重（高溫燒壞）。為了不影響生產，輔助燃燒室的測溫熱電偶宜采用耐高溫熱電偶，其保護管材質宜采用GH214。熱電偶端縮入爐膛耐火磚表面1020mm。 輔助燃燒室爐膛熱電偶應采用兩支熱電偶，分度號宜為“S”。其中一支熱電偶接至控制室，另一支供開工時接現場指示儀用，熱電偶分度號宜為“S”。 為了防止主風分布管（板）在開工時因超溫燒壞，在輔助燃燒室出口主風總管上應設置兩支熱電偶，其中一支熱電偶供開工時接現場指示器用。4 主要控制方案4.1 反應壓力控制 反應壓力控制對于流化催化裂化裝置十分重要，反應壓力不僅影響催化劑的正常流化循環、影響產品質量，往往還是催化劑損失量增加的重要原因之一。值得注意的是任何反應壓力失控情況的出現都是十分危險的，對于不同的生產裝置，盡管工藝流程、運轉負荷、設備能力和設備狀況可能存在很大差異，在具體操作方法方面也不盡相同，但是下述控制原理和操作要點是共同的。4.1.1 在不同的操作階段，采用下列幾種基本手段來控制反應壓力（參見圖4）： 1）烘器階段 根據反應沉降器的壓力指示（PR-1）通過遙控沉降器頂的放空閥來控制反應器的壓力，其目的是控制反應器的升溫速度。 2）裝劑、轉劑、兩器流化實驗、建立汽封至拆分餾塔大盲板前 根據反應沉降器的壓力指示（PR-1）通過遙控沉降器頂的放空閥來控制反應器的壓力。 3）拆分餾塔大盲板后至反應進油前 用分餾塔頂壓力控制分餾塔至塔頂冷凝器之間的蝶型調節閥來保證反應器的壓力的平穩。 4）反應進油后到富氣壓縮機投運前 用分餾塔頂壓力控制富氣壓縮機入口放火炬小閥（PRCV-1D），配以遙控富氣壓縮機入口放火炬大閥（PRCV-2D），以保證反應器壓力平穩。 5）富氣壓縮機正常運行后 a、對于離心式富氣壓縮機，用分餾塔頂壓力控制富氣壓縮機的轉速來保證反應器壓力的平穩，此時，富氣壓縮機入口放火炬大、小閥均自動關閉，若汽輪機調速器失常，設置調速器于固定開度，則機組恒速運行，此時，用富氣壓縮機出入口循環線上的調節閥（反喘振閥FRCV-6）來保證反應器壓力的平穩。 b、對于使用往復式富氣壓縮機的小型催化裂化裝置，宜采用分程控制富氣壓縮機的循環量和入口放火炬相結合的控制方案來保證反應壓力的平穩（見圖5）。 6）富氣壓縮機突然故障后 富氣壓縮機組入口設獨立的壓力控制，通過調節入口放火炬大閥保證機組入口壓力平穩。該壓力調節器的給定值比正常操作值高10-20KPa，當富氣壓縮機組故障停機時，機組入口放火炬大小閥自動調節以保證反應壓力不超高。4.1.2 主要設計原則 1）與反應壓力控制有關的各種控制手段和操作權限一般應集中到裝置控制室，不宜交給氣壓機崗位分管。因為崗位之間的操作不協調往往是造成處理不當或意外事故的重要原因。 2）氣壓機出口富氣放火炬管線上不宜設置遙控閥，也不要輕易開啟出口放火炬閥（最好加鉛封），否則裝置控制室將失去對反應壓力的控制手段，這是很危險的。 3）氣壓機入口放火炬調節閥PRC-2A采用偏心旋轉閥比使用單座調節閥妥當關閉嚴密性好（關閉嚴密性好，流通能力大）。 4）富氣系統的壓力和差壓變送器一般都應安裝在測壓點的上方，否則應加隔離器，灌隔離液并注意作好變送器的零點遷移。 5）采用分餾塔壓力（PR-3）來控制反應壓力具有同樣效果，并兼有更利于分餾塔頂產品質量控制。4.2 富氣壓縮機的反喘振控制 流化催化裂化裝置的富氣壓縮機一般采用多級離心式氣體壓縮機。壓縮機出口壓力由吸收塔壓力控制（恒壓）；壓縮機入口壓力基本上也是恒壓（決定于反應壓力），并用以控制壓縮機的負荷。 多級離心式氣體壓縮機的反喘振是由壓縮機本身的流量壓力特性曲線決定的，壓縮機必須在大于額定喘振流量的工況下才能正常運行，否則機組的流量和壓力都將發生激烈振蕩，機組振動嚴重時會導致機件損壞。典型的離心式氣體壓縮機的流量壓力特性曲線參見圖6。4.2.1 恒速運行機組的反喘振控制 恒速運行的離心式富氣壓縮機采用定值反喘振流量控制系統，此流量調節器的給定值應大于額定喘振點流量Qs的710%。4.2.2 變速運行機組的反喘振控制 變速運行的離心式富氣壓縮機宜采用隨動反喘振流量控制系統，隨動反喘振流量控制系統將隨壓縮機的不同工況（壓縮比、出口壓力或轉速）沿喘振限曲線（實際上是沿反喘振操作曲線圖7中的B線）自動改變反喘振流量調節器的給定值，因而既較安全又節能，參見圖4中PT-4YFRC-6及圖7、圖8。4.2.3 隨動反喘振流量控制系統的數學模型 隨動反喘振流量控制系統的喘振限曲線的數學模型可以從離心式氣體壓縮機的流量壓力特性曲線、氣體動力學方程和壓縮機入口差壓式流量儀表的流量計算公式導出。此喘振限曲線在h（入口流量儀表的差壓）P2/P1（壓縮機的壓縮比）坐標上是一條直線。參見圖7中的M1M2直線h/P1=VP2/P1+K（5） 式中： h氣壓機入口流量差壓變送器量程的百分數； P1氣壓機入口壓力（絕）變送器量程的百分數； P2氣壓機出口壓力（絕）變送器量程的百分數； V常數，直線M1M2的斜率； K常數，直線B的截距。 對于吸入壓力為常壓或恒定值的系統，式（5）可進一步簡化為：h=VP2+K（6） 圖7中的直線A（M1M2，喘振限直線）和直線B（隨動反喘振控制操作線）就是方程式（5）或式（6）所代表的直線。 式（5）和式（6）是流化催化裂化裝置用多極離心式富氣壓縮機常用的、較成熟的隨動反喘振流量控制系統的典型數學模型。4.2.4 隨動反喘振流量控制系統的控制流程 按照式（5）建立的隨動反喘振流量控制系統如圖8所示。如果PT-1和PT-2都采用絕對壓力變送器或按絕對壓力數據來調校壓力變送器，圖8可以進一步簡化，取消其中的Y-2。 按照式（6）建立的隨動反喘振流量控制系統如圖4中PT4YFRC-6回路所示。 根據圖7可以確定方程式中的V值和K值，并據此確定系統中各運算單元的比例系數和零點。圖7可以按下述方式來繪制。4.2.5 繪制隨動反喘振流量控制系統操作線的方法 有兩種繪制隨動反喘振流量控制系統操作線（圖7中的B線）的方法。 1）根據壓縮機制造廠提供的如圖6氣體壓縮機特征曲線上的M1、M2點（喘振限曲線上的任意兩個臨界工況點）數據折算成與流量差壓變送器及壓力變送器的刻度值相對應的h（或h/P1）和P2（或P2/P1）的相對值（%），在圖7的坐標上確定對應于M1、M2的M1、M2點，連接M1和M2就可畫出壓縮機的喘振限直線A。然后再作A線的平行線B。A、B線的間距Q為流量刻度的710%。對應的h值應按具體機組的設計數據計算：h%=Q%（2Q%+Q%） h%A、B線的間距，取差壓變送器量程的百分數； Q%調節器給定值與喘振點之間的間距，一般取喘振點流量值的710% Q%喘振點的流量差壓變送器的相對百分數。 圖7中： 直線A就是該壓縮機理論喘振限直線： 直線B就是該壓縮機的隨動反喘振流量控制系統的安全操作線。 如果某些壓縮機的特征曲線換算到圖7上不是一條直線A，而是一條不規則的曲線時，只需沿此曲線畫出一條近似的平行線作為安全操作線（B）來使用。 2）實測富氣壓縮機的運行數據，測出不同轉速下喘振限臨界點的數據（包括進出口壓力、入口流量、轉速和氣體分子量）后，也可以畫出如圖7中的A線和B線。這種測試工作在生產的低負荷運行階段進行并無危險，也很快速和方便。但是，在生產指揮人員和操作人員未徹底理解時，往往阻力較大，不樂于進行這種測試。4.2.6 主要設計原則 1）在同一裝置內有兩臺離心式富氣壓縮機時，無論是互相備用或是并聯運行的機組，每臺壓縮機機組都應設置獨立的反喘振流量控制系統。 2）對于有級間冷卻的兩段離心式富氣壓縮機機組，其反喘振控制系統的設計應根據下述不同情況確定。 a、按兩段各自的流量壓力特性曲線和設計工況，每段都分別配置各自的反喘振系統。第一段的流量信號取自第一段的入口；第二段的流量信號一般都取自第二段的出口。 b、如果按兩段各自的流量壓力特性曲線和設計工況換算到圖7上得到的兩條直線比較接近，可以用一條安全操作線A包括兩條直線A；如果分段控制的節能效果不大時，對這樣的機組就仍應只配置一套總的大循環反喘振控制系統。 3）計算反喘振控制系統中的循環氣調節閥能力時，循環氣流量的取值必須大于機組的喘振限流量（喘振限流量一般為機組額定流量的7080%），一般取單臺機組額定流量的100%來計算。此外，除了要計算設計工況下所需調節閥的Cv值外，還應核算低壓工況下所需的調節閥的CV值（有些裝置在開工初期和特殊情況下按低吸收壓力操作，此時機組出口壓力往往只有正常設計壓力的50%左右）。在選擇調節閥時，取兩個CV值中的較大值，此時，調節閥CV選用值就不必另外加大了。 4）反喘振控制系統的循環氣調節閥宜選用低噪聲調節閥（直線特性、氣關式），其安裝位置應盡量靠近冷卻器，以盡量縮短低壓側管道的長度，應核算低壓側管道的流速并放大其管徑。 5）反喘振控制系統的調節器和富氣壓縮機入口調節器應具有抗積分飽和功能。 6）大型裝置中，富氣壓縮機入口放火炬小閥的流通能力按最大富氣流量的1030%計算，該調節閥的口徑不宜大于300mm。 7）富氣壓縮機反喘振控制系統原則上應集中在裝置控制室。 8）催化富氣的流量測量元件宜選用文丘里管，差壓變送器的安裝位置應高于測量元件。4.3 再生壓力和兩器差壓控制 再生器壓力控制或兩器差壓控制是反應再生系統的關鍵控制回路，與其相關的參數和回路有： 1）兩器壓力平衡； 2）催化劑流化狀況和損失； 3）催化劑循環量控制； 4）主風流量控制和煙氣能量回收機組控制； 5）富氣壓縮機負荷與主風機負荷的合理匹配。 再生器壓力控制隨裝置類型，主要工藝設備的技術條件和自動化儀表選型的不同，有下述三種控制方案可供選擇： 1）再生器壓力定值控制； 2）兩器差壓控制（再生器壓力隨動控制）； 3）再生器壓力和兩器差壓自動選擇控制；4.3.1 再生器壓力定值控制 用再生器壓力直接控制雙動滑閥，再生器按恒壓操作。此控制方案有利于主風流量控制和主風機組的平穩運行，能有效排除反應壓力波動對主風流量的影響，從升溫干燥、升壓、裝催化劑、兩器流化到反應進油生產的整個過程都無需進行壓力，差壓控制的切換，較易操作。但是反應壓力的波動不利于催化劑的循環。此方案是高低并列和同軸型提升管流化催化裂化裝置較為常用的再生器壓力控制方案。4.3.2 兩器差壓控制（再生器壓力隨動控制） 用反應器和再生器之間的差壓控制雙動滑閥，使再生器壓力隨反應壓力器浮動以保持兩器差壓恒定。此方案有利于兩器壓力平衡，可排除反應壓力波動對催化劑循環量控制的干擾，這在同高并列式催化裂化裝置中幾乎是唯一能被接受的控制方案。 在提升管式流化催化裂化裝置中，此方案在反應壓力異常升高的情況下，會自動提高再生壓力達到危及主風機的安全運行；同時，采用單動滑閥（或塞閥）控制催化劑循環量，它在克服兩器差壓變化對催化劑循環量干擾方面的操作彈性較大，因而多數煉油廠往往更樂于采用再生器壓力定值控制方案。4.3.3 再生器壓力和兩器差壓自動選擇控制 此方案為較復雜的超馳控制系統，具有較高的安全控制功能。當兩器差壓處于給定值范圍內時，雙動滑閥只受再生器壓力控制，不受反應壓力波動影響，只有當反應壓力下降使兩器差壓過高超過安全給定值時，自選調節系統中的再生器壓力調節器才會無擾動地被兩器差壓調節器所取代，此時雙動滑閥自動改為受兩器差壓控制，再生器壓力被自動調低以維持兩器差壓處于給定的安全范圍內，并隨反應器壓力變化，當反應器壓力回復并超過反應器壓力給定值時，系統又無擾動地轉入再生器壓力控制雙動滑閥狀態。 應當指出，當出現反應壓力異常上升使兩器差壓負向超限的情況下，此自選調節系統是無能為力的。當出現這種危險情況下，只能依靠自動報警后經人工來處理或由兩器差壓自動保護來處理。 采用再生壓力和兩器差壓自選控制系統，在進料低流量自保或反應壓力異常降低時，能有效地防止再生催化劑倒流入反應器。 再生器壓力和兩器差壓自動選擇控制系統的原理如圖9所示。 當P SP1-P10（當未出現反應壓力異常降低時） I1SP2 P1SP1或P1SP1時（此時反應器壓力異常下降至危險設定直）I2= I3+（SP2-P）/B2I1= I3+（SP1-P1）/B1SP2-P0 SP1-P10I2 I1 I3=I2此時再生器壓力調節器自動被兩器差壓調節器取代，雙動滑閥只受兩器差壓控制。4.3.4 有煙氣能量回收機組的再生器壓力控制 當裝置配備有能量回收機組時，必須對再生器壓力控制（或兩器差壓控制）和整個煙氣能量回收機組的控制以及自動保護系統進行全面考慮，把二者的正常操作控制和異常時的聯鎖保護作為一個有機整體看待。參見圖10及4.4節和第4.13節。 1）煙氣壓力控制系統的設計要點 a、再生器壓力只能是恒壓操作或基本上恒壓操作（兩器差壓控制時）。 b、煙機在正常工況下入口蝶閥的壓力降與煙氣系統總壓降（包括煙機）的比值（S值）很小，一般S值都在0.1以下（取S值0.05-0.1之間）。 c、煙機的煙氣流通能力在額定工況下可等效為一個限流孔板看待。在再生器壓力基本上是恒壓操作的條件下，煙氣流通能力的允許操作彈性也很小，其上限決定于入口煙氣蝶閥的S值，而下限決定于煙機的能量回收率，一般操作彈性隨S值的降低而減小，而回收的能量隨S值的減小而增加。 2）基本控制流程 同一裝置在不同工況下（不同的處理量和其他操作條件），再生煙氣總量總是可能大于或小于煙氣輪機的額定煙氣流量。因此就煙氣輪機回收的能量而言可以是部分回收，也可以是全量回收。無論是部分或是全量回收，再生器壓力（或是兩器差壓）控制系統都應該包括煙機旁路雙動滑閥（或煙氣旁路閥）和煙機入口節流（蝶閥調節器）這兩種控制手段才能應付不同的處理量、不同的操作條件變化和其他異常情況的需要。采用煙機旁路和煙機入口節流分程控制方案是比較靈活、適應性較強的控制方案，也是國內外普遍采用的控制方案。 采用雙動滑閥V-1作為煙氣旁路閥投資較高，但在有備用風機的情況下，在煙氣輪機故障檢修期間，裝置仍可依靠備用風機維持繼續生產，此外雙動滑閥在大開度和很小開度時都有很好的線性調節特性，足以應付大幅度的工況的變化。特別是在老裝置改造時，往往雙動滑閥是現成的，只需稍加改造就可利用。一般情況下，當裝置內設置有雙動滑閥時，就沒有必要再另行設置流通能力較小（耐磨性較差）的煙機旁路高溫蝶型調節閥V-1A了。 采用流通能力較小的高溫蝶型調節閥V-1A作為煙機旁路閥投資較少，但是抗磨性較差，且當煙氣輪機故障時，只能全裝置停工才能檢修煙氣輪機。4.3.5 雙動滑閥V-1 1）有煙氣能量回收機組時的雙動滑閥V-1應具有以下功能。 a、雙動滑閥應采用氣關式全閉型雙動滑閥，其閥板上不留“安全開孔”。可以關嚴（盡可能減少煙氣泄漏量）。全閉型雙動滑閥在小開度（310%）下仍有很好的線性調節特性，雙動滑閥宜采用由系統分程控制。電/液執行器具有比風動馬達執行器更高的控制性能，并具有故障報警和鎖位等功能。 b、有煙氣能量回收機組時，雙動滑閥宜采用分程控制。在這種情況下，雙動滑閥仍采用標準信號（420mA）為好，而在控制系統中另行安排分程器或分程模塊。 c、雙動滑閥的兩個執行器宜分別設置兩個操作器，以適應各種運行情況的需要。 d、采用電/液執行器的雙動滑閥具有更好的調節性能，但需要配置相應的UPS電源（不間斷電源）和必要的報警信號（如信號鎖位、信號丟失、低油壓等）。 2）無煙氣能量回收機組的雙動滑閥，出于安全上的考慮，當雙動滑閥全關時閥板上留有1015%左右的安全開度（該開度由工藝計算確定）。由于電液滑閥操作的靈活性，可通過機械限位或信號限位來滿足安全開度的要求。4.3.6 煙機入口高溫蝶型調節閥V-2 1）煙機入口高溫蝶型調節閥在正常操作條件下的壓降一般只能占煙氣系統總壓降（包括煙機）的510%，設計時按此壓降和煙機的額定煙氣流量計算所需的蝶閥口徑，通常大都可以選用與煙機入口管徑相同口徑的蝶閥。除非選擇的蝶閥口徑和其執行機構在供貨方面遇到困難，才按計算值選擇比管道直徑稍小的蝶閥。 2）煙機入口高溫蝶型調節閥在再生器壓力控制回路中的分程控制范圍是50-100%，出于安全方面的考慮，此閥應采用氣開式（與雙動滑閥相反）。因此，在此分程控制回路中應設置信號反向器。 3）煙機入口高溫蝶型調節閥一般都還兼作緊急停車的快速關閉閥門（除非在分軸發電機組另有更高的快速切斷要求），因此，在選擇其執行機構功率、快速動作時間和其它輔助措施方面，還必須顧及不同機組配置時的需要。4.4 煙氣能量回收機組的控制 煙氣能量回收機組的控制一方面與再生器壓力或兩器差壓控制系統密切相關，詳見4.3節，另一方面也與主風機的控制密切相關，詳見4.5。4.4.1 機組分類和對控制保護系統的要求 煙氣能量回收機組不同的配置形式對機組控制保護系統的要求有明顯的差別，其主要特點和要求見表2。表2 煙氣能量回收機組配置形式對機組控制保護系統的基本要求機組分類及配置形式對機組控制保護系統的基本要求及特點A-1類：R1*煙機風機電機1、機組轉速主要為電機同步轉速控制（恒速運行）；2、要考慮當風機意外卸載（如入口蝶閥意外關閉）而電機又脫網時（或尚未合閘）的機組超速保護（動作速度要求較高）*。A-2類：R1煙機風機電機1、機組轉速主要為電機同步轉速控制（恒速運行）；2、要考慮電機發電功率上限控制（軟限）3、要考慮電機脫網時機組的快速保護（動作速度要求較高）4、要考慮風機意外卸載而電機又脫網時的機組超速保護（動作速度要求較高）*。C-2類，R1煙機風機電機汽輪機1、機組轉速為電機同步轉速控制（恒速運行）；2、汽輪機按裝置情況有兩種控制方式； a、汽輪機受發電機功率控制； b、汽輪機受主蒸汽管網壓力（或流量）控制；3、要考慮電機脫網時機組的轉速控制（用汽輪機）和機組超速保護（動作速度要求一般）；4、要考慮風機意外卸載，機組超速保護（當與電機脫網同時發生時，動作速度要求較高）；5、有可能存在高、低壓蒸汽平衡約束條件時要考慮高壓蒸汽流量上限和（或）背壓蒸汽壓力上限限幅控制（軟限）D類：R1煙機發電機（分軸發電機組）1、機組轉速為電機同步轉速控制；2、發電機脫網是危險工況，此時對機組超速保護要求十分嚴格，要計算其動態加速過渡過程并據此配置可靠的高速切斷閥，（動作時間可能高達0.6秒）和輔助煙氣旁路泄壓閥。注：*R表示機組的功率回收率，定義為煙機回收功率與風機所需功率之比。 *“動作速度要求一般”指煙氣切斷閥門的全行程時間為十幾秒至幾十秒。 “動作速度要求較高”指煙氣切斷閥門的全行程時間為十秒以內。4.4.2 分工和責任 當煙氣能量回收機組的控制保護系統由制造廠成套供貨時，在進行裝置工程自控系統設計中應與制造廠充分協商，并達成必要的技術協議。工程自控系統設計人員在機組的控制保護系統設計（提出明確要求）和機組與裝置之間的控制保護系統設計匹配等方面應起主要作用并承擔責任。4.4.3 主要約束條件 通過煙氣能量回收機組的再生煙氣量除受再生器壓力控制外，如果還存在下述約束條件，則應根據不同機組的類型和配置形式采取相應（參見表1）變量的自動選擇調節系統來約束煙機入口高溫蝶形調節閥，以給機組提供更可靠的軟限保護。這些約束條件是： 1）轉速超速（超速23%）。 2）較大功率發電工況時發電機的最大發電負荷限制。 3）蒸汽輪機動力蒸汽流量限制。 4）蒸汽輪機背壓蒸汽壓力限制。4.4.4 自動保護 煙氣能量回收機組的自動保護措施應與電機、汽輪機、風機以及裝置的主風低流量自保系統等統一考慮。詳見表2、表3、及4.13節。4.4.5 煙機控制保護系統有關的自動閥門 1）表3中述及與煙機控制保護系統有關的各種自動閥門的用途和主要性能。表3 與煙機有關的各種自動閥門一覽表序號名 稱用 途主 要 性 能自動保護時的動力要求配用的聯鎖或加速電磁閥有關章節V-1電液雙動滑閥自動調節有的有機械保護信號氣關式(FO),全閉型分程控制050%或0100%有閥位變送器自動調節保護時：安全開度正常通電自控4.3.5V-1A煙機旁路高溫蝶閥（很少用）代替雙動滑閥同雙動滑閥同雙動滑閥，或快開同雙動滑閥，或正常通電關，斷電快開4.4.5-3V-2煙機入口高溫蝶閥風動自動調節自動保護氣開式，（FC）分程控制：50100%或0100%有閥位變送器快關正常斷電快關；通電自控（故障安全方式）4.3.6電液正常斷電自控：通電快關（目前還不能實現故障安全方式）V-3煙機入口高溫切斷閥DN800（氣動）800DN1200（電動）自動保護或切斷檢修氣開式，（FC）兩位式：能關嚴；帶手輪；有閥位狀態行程開關關正常通電開閥，斷電關閥（故障安全方式）4.4.5-2V-4煙機輔助旁路高溫蝶閥自保時快速降低機組轉速氣關、兩位式快開正常通電關閥、斷電快開4.4.5-4*本表中電磁閥的通電和斷電狀態應以具體設計時，機械專業的委托資料為準。*與風機有關的各種自動閥門詳見表1。2） 煙機入口高溫切斷閥V-3 只有在下述兩種情況下需設置專用的煙機入口煙氣高溫切斷閥a） 當裝置要求不停工而又能對發生故障的煙氣能量回收機組進行檢修時（允許停工裝盲板者除外），必須設置專用的煙機入口煙氣高溫切斷閥。切斷閥宜采用關閉嚴密性能好的閘閥，此閥門的全行程時間，一般在1020秒均可。煙機自動保護時的緊急切斷功能主要由煙機入口高溫蝶形調節閥（V-2）兼任。b）對于分軸發電的煙氣能量回收機組要求配置超高速型的切斷閥（最快的全行程時間可達0.6秒）。此時宜采用特殊結構的（雙偏心蝶形或其它旋轉型）液壓式快速切斷閥。而對其關閉嚴密性要求不高。3）煙機旁路高溫蝶形調節閥V-1A當煙氣能量回收機組采用同軸機組配置型式（煙機與風機在同一機組內），而裝置內又不另外設置備用主風機時，采用煙機旁路高溫蝶形調節閥代替雙動滑閥是一可行的費用較低的選擇。此蝶閥也應按分程控制進行設計（050%），其流通能力一般可按不小于再生煙氣總量的30%計算。此時煙氣能量回收機組只能在裝置停工時才能檢修。當裝置內設置有雙動滑閥時，就不推薦重復設置作用與雙動滑閥完全相同的煙機旁路高溫蝶形調節閥。參見4.4.5-3。4）煙機輔助旁路高溫蝶閥V-4 煙機輔助旁路高溫蝶閥是在特定條件配合V-2及V-1（或V-1A），當機組超速時供加快緊急停車用。一般情況下，可不設置V-4，只有在采用分軸發電機組（煙機與風機不在同一機組內）或雖然是同軸機組，但用于發電機的回收功率較大的情況下，經對整個軸系進行機組超速緊急停車的動態過渡過程計算，證明確有必要時，才按計算結果設置此輔助旁路蝶閥。4.4.6 控制室 煙氣能量回收機組的控制操作與再生器壓力控制，主風機流量控制以及整個裝置的自動保護系統密切相關。只有集中統一控制才能確保各環節之間的協調一致和安全生產，因此在新建大型催化裂化裝置或是有條件改建的裝置內，機組的主要監視和控制儀表都應集中在裝置控制室，不宜另行設置獨立于裝置控制室之外的機組控制室。對于那些不得不設置機組控制室的場合，在裝置控制室也必須安裝機組的主要監視和控制儀表，操作控制權限仍劃歸于裝置控制室，機組控制室僅作現場維護檢查、緊急現場處理和休息用。4.5 主風流量測量及離心式風機的控制4.5.1 主風流量測量1）主風流量測量元件結構形式的選擇 主風流量是流化催化裂化的重要操作變量。特點是主風流量大，允許壓力損失小，選型時應根據具體條件，綜合考慮可靠性、精度和經濟性。可供選擇的有下述幾種結構型式：a）標準法蘭取壓銳孔板 一般只用于壓力損失較大（幾百毫米水柱）且管徑較小（300毫米以下）的場合。b）經典式文丘里管 一般多用于允許壓力損失較小（幾十毫米水柱）且管徑較大的場合，特點是結構長度大，運行費用低，精度稍低（受安裝直管段不夠的影響），適應范圍廣，有成熟的使用經驗。c）雙文丘里皮托管 適用于管徑400以上的場合。特點是永久壓力損失很小而差壓信號較大，運行費用低，加工較難，精度較低，直管段條件對測量精度的影響較大。需標定才能夠確定其精度。d）利用風機機殼入口壓降作為風機吸入空氣流量的信號 此種型式對于大型機組的節能具有意義的，流量系數和精度一般由機組制造廠提供并在試車中進行標定。標定費用高，但所花耗代價可在運行中很快得到補償。e）熱式質量流量計 一般用于允許操作壓力損失小且工藝管徑大的場合。該儀表直管段要求低，不受介質溫度變化影響，但與介質密度有關。2）主風流量校正 在主風流量測量中，流量信號一般都應盡量取自主風機的入口，其優點是流量讀數比較直觀，在操作中一般都無需進行壓力補償。流量檢測元件安裝在風機出口管道上的儀表測量誤差較大，在操作條件變化時，其讀數應按式5進行溫度壓力補償。Q實際=Q設計(5)3）靠近再生器的主風流量變送器的差壓測量引線宜設置反吹氣，可防止在意外情況下被催化劑粉塵堵塞。但采用雙文丘里皮托管時，不能使用連續反吹，只能間斷（停表）反吹。在多數情況下，變送器只宜安裝在測量元件的上方，尤其是在南方潮濕地區更應如此。4）主風機入口和進再生器的主風管道上都應設置流量檢測元件和變送器，供不同需要時使用。參見圖10。a 主風機入口流量測量元件用于： 風機反喘振控制，軸流式風機的反阻塞控制；單機組時，在再生器主風量大于風機喘振限流量工況下，作為進再生器主風流量控制的測量元件。b）主風機出口進再生器的主風流量檢測元件用于； 主風低流量自動保護； 單機組時，在再生器主風流量低于風機喘振限流量工況下，作為進再生器主風流量控制的測量元件。 對于并聯運行的風機或互為備用的兩臺風機，作為并車操作或換車操作時進再生器主風流量控制的測量信號；4.5.2 主風流量控制1）恒速運行的離心式風機的流量控制a）當再生主風只需要總流量控制時，用離心式風機入口蝶閥V-5A（圖10）控制風機負荷。b）當風機出口各分支主風管都需要分別控制流量時，只能采用各分支管節流控制，這是一種能耗最高的控制方案。此時，入口總的流量控制用蝶閥V-5A無必要，但是為了離心式風機低負荷啟動的需要，在每臺風機入口仍需設置一臺具有最小開度機械限位的手動蝶閥或遙控蝶閥。c）當在風機出口各分支主風管中只有個別支管需要流量控制時，宜采用總主風流量控制方案，并在需要單獨流控的主風支管上另行設置流控回路，但是，這只有在被控支管是諸主風支管中阻力最小的一路才有可能。否則需另行設置增壓機。d）在有兩臺并聯運行的風機或是有兩臺互為備用的風機的情況下，進再生器的主風流量控制回路的輸入信號宜設計成即可取自風機出口總管上的流量檢測信號，又可切換到取自各風機入口的流量檢測信號（參見4.5.1.4）。這樣有利于主風機的并機或換機時平穩操作和滿足不同主風負荷的需要。2）變速運行的離心式風機的流量控制 汽輪機（無電動機）驅動的主風機大都可以采用變速運行方式控制主風機的負荷，以降低機組的能耗。但是目前國內的現狀和經驗是此流量控制回路的投運率不高（經常只投遙控或手動恒速運行）。這主要決定于汽輪機的外給定調速器的質量和員工的操作習慣。在汽輪機的外給定調速器質量和性能還不十分可靠的情況下，多數煉油廠寧愿同時設置風機入口氣動蝶形調節閥。4.5.3 離心式風機的反喘振控制1）每臺主風機都應有獨立的反喘振控制系統。2）恒速運行的離心式風機應采用定值反振流量控制系統，增壓機一般只需要HIC遙控放空即可。3）變速運行的離心式風機宜采用隨動反喘振流量控制系統4）風機反喘振流量控制系統的放空調節閥V-6宜選用全閉時嚴密性較好的蝶形調節閥或偏心旋轉閥，其流通能力應能滿足全量放空的需要。由于主風溫度較高，一般不宜選用軟密封的各類調節閥。宜采用大功率執行器的偏心硬密封蝶形調節閥。4.6 大型軸流式風機的控制 大型靜葉可調的軸流式風機較離心式風機具有效率高、穩定工況區寬、結構緊湊、單機能力大、占地小等優點，因而在大型流化催化裂化裝置中的應用日益增多。 大型軸流式風機由于結構緊湊、動靜葉片間的間隙很小；在功率特性中靜葉開度與功耗成正比，同一靜葉開度時，流量與功率成反比；流量壓力特性曲線陡，穩定工況區雖寬但限制多且嚴，此外還存在在負流量特征區，必須嚴防逆流工況等多方面的特殊性，因此，在其控制保護系統設計和操作控制方面都不能用設計和操作離心式風機的經驗來對待大型軸流式風機。 恒速運行的軸流風機的典型特性曲線如圖11所示。典型的控制方案參見圖10。4.6.1 旋轉失速限 圖11中的D線是軸流式風機的旋轉失速限，低于此限就表明風機入口葉柵沖角過大時（靜葉片開度角過小）葉片背面氣流產生脫離，機內氣流形成脈動流而導致葉片疲勞損壞，防止的措施是嚴格限制風機靜葉片開度不小于制造廠規定的允許最小開度，在風機啟動時應使之盡快通過旋轉失速區，4.6.2 反喘振控制和反逆流保護 軸流式風機的喘振現象是一種機內氣流低流量條件下，在葉片上產生氣流脫離而形成脈動流，并于出口管網的氣容和氣阻之間形成的振蕩現象。此時機內氣流和出口管網的壓力和流量脈動可能發展成增幅振蕩。機組喘振的頻率和振幅不僅與風機本身有關，而且與管網的氣容與氣阻等參數有關。機組喘振對大型軸流式風機的危害，遠遠大于對離心式風機的危害。其危險主要有下述幾個方面： a）大的振動可損壞機件（動靜葉片之間的間隙很小）； b）大的擾人噪聲 c）流量和壓力大幅度的振蕩可導致機組從圖11正流量特性曲線（A線以后的區域）躍變到負流量特性曲線（E線）上運行，機組進入最危險的逆流態。因