气-固并流下行惯性分离装置的研究

本文研究了在气-固并流下行冷模系统中,气-固惯性分离装置结构选型和操作气速、颗粒循环速率等对于气-固分离效率的影响。实验证明,在气-固并流下行系统中,采用内缩、外扩双喷嘴气-固惯性分离器,可以达到很高的分离效率(95—99%)。在气体速度3-8m/s、颗粒循环速率40—120kg/(m~2·s)的条件下,综合考虑分离效率及喷嘴压降得到长度为190mm、出入口截面积为1∶2(出/入)的Ⅲ型喷嘴分离效果最好。同时讨论了Ⅲ型喷嘴的流体阻力及其计算方法。     

18m高密度循环流化床提升管反应器内气-固流动轴向分布特性

以18m提升管反应器为研究对象,基于压力数据研究了提升管内的气-固流动轴向分布特性。该18m实验装置操作弹性较大,当表观气速为5~9m/s时,颗粒循环速率可以在150~550kg/(m~2·s)之间控制操作。在表观气速为5m/s,颗粒循环速率达到400kg/(m~2·s)以上时,提升管反应器所有轴向高度的平均固含率均在0.1以上,表明整个提升管反应器达到了高密度操作状态。提升管内固含率的轴向分布呈指数型分布特点,与多段式分布特性存在一定的差异。此外,系统研究了操作条件对固含率轴向分布的影响。结果表明,颗粒循环速率的增加或表观气速的降低,均有助于提高提升管内各截面的固含率。     

催化裂化提升管出口旋流式快分(VQS)系统的实验研究与工业应用

在冷模实验装置上，系统地考察了旋流式快分(VQS)系统的操作性能，实验在气体线速为8～21m／s的范围内进行。结果表明，该系统能较好地实现气固的快速分离、催化剂的高效快速预汽提及油气的快速引出，系统各部分压力分布合理，冷态下的气固分离效率高达98．5％以上，并具有较好的预汽提效果。工业试验在处理能力为1Mt/a的FCCU装置上进行。结果表明，VQS系统开工灵活，操作弹性大，气固分离效率高(油浆固含量小于4g／1)，可有效地改善产品分布。     

催化剂汽提器临界固泛流率的研究

固泛现象是发生逆流接触的气固流化床装置中一种不稳定操作现象,对汽提器的性能和装置的平稳操作均具有很大的危害。利用压力降和压力脉动的测量,在一套大型冷模实验装置上研究了两种不同催化剂汽提器中的固泛现象。结果发现,目前工业上常用的盘环型汽提器很容易发生固泛。固泛发生时,床层压力降出现陡降,压力脉动陡增,同时伴随着颗粒架桥及循环量的大幅度波动。在本实验操作范围内,盘环型挡板汽提器临界固泛流率在40~60 kg/(m~2·s),且随着表观气速增大而减小,但在整个操作范围内Crosser格栅型填料汽提器均未出现固泛现象。利用Bi提出的临界固泛流率公式,分析了不同操作条件下和不同汽提器结构中发生固泛的原因,同时分析了工业汽提器中发生固泛的可能性。     

催化裂化提升管三叶型气固快速分离装置的模型和工业试验

本文对FCC三叶型气固快速分离装置进行了试验。考察了气体和催化剂在三叶型快速分离装置中的运动形式;测定了操作线速,颗粒循环速率对快速分离装置分离效率的影响,并且报道了工业试验的初步结果。     

用于气固并流下行式反应器中的新型气固相分离装置

为适应气固并流下行式催化裂化催化剂与油气快速高效分离的需要，利用两相流中气固两相惯性力的差别及颗粒运动的附壁效应，开发了一种带的切割板的新型气固分离装置，实现气固两相的快速分离，小型冷模试验结果表明：该气固快速分离装置的分离效率在97％以上，在气速为4m/s时，固相停留时间为0.2s。     

AlCl_3固载化催化剂的制备及其对1-癸烯聚合的催化性能

为解决A lC l3催化剂的强腐蚀性以及环境污染问题,选用具有大、中孔双孔结构的γ-A l2O3为催化剂载体,采用气固反应法使A lC l3蒸气与γ-A l2O3表面羟基进行反应,把A lC l3固载于γ-A l2O3表面,制备出(γ-A l2O3)-O-A lC l2催化剂(简称催化剂)。考察了A lC l3加入量对催化剂中活性组分(—A lC l2)固载量的影响,并以1-癸烯聚合为探针反应,考察了(—A lC l2)固载量、反应温度和反应时间对催化剂催化活性的影响。实验结果表明,随A lC l3加入量的增加,(—A lC l2)固载量逐渐增大;1-癸烯转化率随—(A lC l2)固载量的增大而提高。在(—A lC l2)固载量(质量分数)为15.1%、反应温度100℃、反应时间3h的条件下,1-癸烯转化率可达80%。     

注剂对提升管反应器催化剂径向分布的影响

在冷模实验装置上,考察在不同操作参数条件下注入催化剂对反应器催化剂径向密度分布的影响。采用向上45°对称注入提升管反应段的注剂结构,在提升管注料口上部250,900,1 300 mm处分别布置了三层径向密度分布测点,径向位置分别取r/R=0.2,0.4,0.6,0.75,0.9各点,在提升管催化剂循环强度W_s=770 kg/(m~2·s)(对应提升管催化剂循环量G_(s1)=8.7 kg/s);提升管表观气速依次为U_g=8.46,10.32,12.38 m/s;提升管催化剂注入量G_(s2)=0.8,1.4 kg/s;催化剂注入速度U_注=4.1m/s的条件下采用光纤密度仪测定提升管反应器径向密度分布。实验及分析表明,采用该注剂方式对提升管反应器注剂区径向密度分布有较为显著的改善作用,使得提升管反应器注剂区径向密度分布更趋均匀,有利于提升管反应器剂、油均匀接触反应。采用此结构形式注入催化剂,对提升管反应器边壁区催化剂密度的显著影响区域大约在距注入口0.6 m范围以内。为保证催化剂平稳、均匀注入提升管反应器,其注入速度应不小于4 m/s。     

控制催化剂和添加剂导入FCC装置的设备和方法：在FCC装置内催化剂循环藏量可通过较为精确控制时间和速率来控制，以维持添加剂的有效浓度/=EP 695335-B1.CATLOADER LLC。

一种控制向FCC装置加入催化剂的方法，以维持投定的FCC装置催化剂的浓度，并使FCC装置按设定参数操作，包括：（a）为使装置操作稳定，需获得与FCC相关的数据有：1 催化剂浓度的上限；2 催化剂浓度的下限；3 FCC装置催化剂的消耗速率；4 FCC装置催化剂的添加速率。（b）将FCC装置相关数据输入程序计算机，以测定如下数据：1 添加催化剂至FCC装置的基本循环时间；2 基本循环时间的第二周期内FCC装置的催化剂添加量：；3 基本循环时间的第一周期内FCC装置的催化剂添加量；4 添加催化剂可使催化剂浓度由下限到上限提高，在循环时间的第一周期给出进入FCC装置的催化剂加入速率。（c）在计算机控制下操作FCC装置，有：1 在给定的时间周期操作FCC装置，该时间包含一系列基本循环时间；2 催化剂的理论加入量。在给定基本循环时间的第一周期向FCC装置中加入催化剂，加入速率为催化剂消耗速率的3~10倍；3 实际向FCC装置中加入催化剂的量与理论添加是不同的；4 将理论催化剂加入量和实际加入量之差的模拟信息传出。     

石脑油催化裂化的额外热源

正提供了一种通过催化裂化烃类生产烯烃和/或芳烃的体系和方法。烃类进料在一个或多个流化床反应器裂化,然后催化剂颗粒在气固分离装置从气体中分离,形成分离后的催化剂颗粒。在催化剂再生装置注入甲烷,甲烷在再生装置燃烧给再生后的催化剂提供额外的热量,以便再生后的催化剂颗粒达到     

新型内循环石油焦燃烧器烧焦管内颗粒流动特性

针对石油焦及其气化余焦的燃烧和流化特性,自建了冷态实验装置。以石英砂颗粒作为固体物料,常温空气为流化介质,在烧焦管内表观气速为3.07~6.63 m/s,颗粒循环强度为24.7~154.2 kg/(m2.s)的条件下,采用DDY型差压变送器和脉冲磷光颗粒示踪法分别测量了烧焦管内的床层轴向平均固含率分布和颗粒停留时间分布规律。结果表明,当表观气速为3.96 m/s时,随着颗粒循环强度的提高,烧焦管相同高度处平均固含率分布增大;当颗粒循环强度为106.5 kg/(m2.s)时,随着烧焦管内表观气速的提高,烧焦管整个高度上的平均固含率分布减小。烧焦管内颗粒的扩散由弥散颗粒扩散和颗粒团扩散组成。建立了烧焦管内床层轴向平均固含率关联式及颗粒的轴向扩散模型,模型的计算值与实验值能较好地吻合。     

石脑油催化裂化的额外热源

提供了一种通过催化裂化烃类生产烯烃和/或芳烃的体系和方法。烃类进料在一个或多个流化床反应器裂化,然后催化剂颗粒在气固分离装置从气体中分离,形成分离后的催化剂颗粒。在催化剂再生装置注入甲烷,甲烷在再生装置燃烧给再生后的催化剂提供额外的热量,以便再生后的催化剂颗粒达到足够的温度,当再生后的催化剂颗粒流入反应器时可以进行裂化。     

Ni/Al_2O_3催化剂输送床甲烷化反应特性

采用浸渍法制备了三种NiO含量的催化剂,即αNi/Al_2O_3,并对其在输送床反应器中的甲烷化特性进行了实验研究,考察了操作气速、松动风速、气体预热温度等操作条件对颗粒循环速率和催化性能的影响。结果表明,提高松动风速可以增加提升管内催化剂颗粒浓度,从而促进CO的转化;操作气速提高同样可以增加颗粒循环速率,但同时大大缩短气体在反应器内的停留时间,从而导致反应器出口CO转化率降低;催化剂的催化活性随着气体预热温度的升高显著提高,15Ni/Al_2O_3催化剂在气体预热温度为500℃,表观气速为2.1 m/s时,CO转化率仍高达83%;20Ni/Al_2O_3催化剂在气体预热温度为450℃,表观气速为2.1 m/s时,CO转化率高达98.7%;10Ni/Al_2O_3催化剂在气体预热温度为500℃,表观气速低于1.2 m/s时,CO转化率也可达95%,说明输送床甲烷化反应工艺适用较低活性组分含量的Ni基催化剂。     

基于旋流和引射循环技术的湿气气液分离方法研究

天然气除湿对于天然气的安全输送和精确计量具有重要的意义。针对传统的湿气气液分离装置存在分离效率低、受流型影响大等问题,提出了一种基于旋流和引射循环技术的湿气气液分离装置和方法。通过室内实验的方法,对不同工况下的气液分离效率及压降特性等进行了研究。研究结果表明:①当表观气速为4.2~28.5 m/s、液相体积分数小于3%时,设计的气液分离装置的气液分离效率基本可维持在96%以上,压降最大为167 kPa;②随着气量的增大,气液分离装置的分离效率降低,压降增大;③湿气的液量对分离效率和压降的影响较小。上述研究结果可为工业生产中湿气的气液分离提供一种新的思路,具有重要的工程意义。      

新型变径提升管冷模实验研究

以催化裂化平衡剂和常温空气为介质,在新型变径提升管冷模实验装置上考察了不同的操作条件对固体循环量及颗粒浓度轴径向分布的影响,并描述了扩径段内的流动结构。结果表明：固体循环量随着表观气速的增大而增大,随着伴床料位高度的增加而增大,且在改变进气比例时,循环量随着预提升气占比的增加而增大;与传统提升管相比,该新型结构提升管内部存在多种流型且扩径段内固含率有明显增加,底部扩径段内为密相湍流形态,固含率为0.3~0.4,上部等径段为稀相气力输送形态,固含率无明显变化,为0.05~0.1。新型变径提升管对斜管下来的催化剂起到了重新分配的作用,抑制了传统的“环-核”流动,使颗粒浓度径向分布更加均匀。     

磁稳定床反应器中己内酰胺加氢精制应用研究

采用工业原料在6 kt/a中试装置上对以镍系非晶态合金为催化剂的磁稳定床反应器中己内酰胺的加氢精制过程进行了研究,考察了各种操作参数对反应结果的影响以及催化剂的稳定性。试验结果表明,己内酰胺水溶液经预溶氢后磁稳定床反应器加氢精制或气液固三相磁稳定床反应器加氢精制,在氢液体积比0.7-1.5、反应温度80-100℃、反应压力0.4-0.9 MPa、空速30-50 h-1、磁场强度15-32 kA/m的条件下,加氢后溶液的高锰酸钾值(PM)从50 s提高到2 000 s以上,催化剂寿命达3 200 h以上;与工业上搅拌釜式己内酰胺加氢精制工艺相比,催化剂耗量可降低60％。     

用于催化裂化的预汽提式提升管末端快分系统的研究及工业应用

在大型冷模试验装置上，系统地考察了带有密相环流预汽提器的提升管末端快分（CSC）系统的操作性能。结果表明，该系统能较好地实现气固的快速分离、催化剂的高效快速预汽提及油气的快速引出，系统各部分压力分布合理，当气体线速在9－21m/s时，冷态下的气固分离效率达99％以上，并具有较好的预汽提效果。工业应用结果表明，CSC系统开工灵活，操作弹性大，气固分离效率高（油浆固含量小于2g/L），可有效地改善产品分布。     

多室环流反应器中模拟FCC干气制乙醛

研究了在多室环流反应器(MALR)中用模拟催化裂化干气和空气制乙醛的过程,考察了MALR中气含率和液体循环速率与上升室表观气速之间关系的同时,还考察了反应温度、反应压力、原料气中乙烯含量及催化剂溶液中Pd2+含量对乙烯单程转化率和乙醛选择性的影响。实验结果表明,MALR中气体流速在0.461~0.545cm/s内气含率较大,液体循环速率仅在2.5~3.2cm/s较窄的范围内变化;合成乙醛的最佳条件为:反应温度100~120℃、反应压力0.5~0.6M Pa、催化剂溶液中Pd2+质量浓度0.6~0.9g/L。     

催化裂化装置立管-阀门系统设计及运行分析

立管-阀门系统是催化裂化（FCC）装置催化剂颗粒循环回路的下行流动部分。立管输送催化剂操作的复杂性在于立管内催化剂流态的多样性。介绍了工业FCC装置立管-阀门系统的设计方法、立管操作工况以及压降方程。在某1.0 Mt/a FCC装置上,以再生立管为对象,通过测量不同工况时再生立管的轴向压力分布和采集工艺参数的变化,分析立管内气固两相的流动方向、催化剂密度与速度分布。根据气固两相的流动特征将立管分为3个区,分别为负压差脱气段、负压差持气段和正压差窜气段。总结了半管流形成的原因以及阀门窜气对立管压力分布的影响,提出了再生立管结构优化方案。分析结果可为FCC装置立管-阀门系统的设计和操作调整提供理论支持。     

循环氢气液凝聚器的性能试验研究

参照加氢裂化某工业装置使用的循环氢气液凝聚器,设计制造了一台相同工艺尺寸的气液凝聚器试验模型。在实验室内进行了冷态模型试验,研究剖析了气液凝聚器入口气速、含液量和液滴大小等工艺操作参数对分离效率及压降的影响;测定了气液凝聚器在不同入口气体速度时的循环气量并分析了其外循环工作机理;进而对气液凝聚器的分离效率、压降进行了计算,计算值与试验测量值吻合;为掌握循环氢气液凝聚器的操作工艺性能和设计应用提供了试验依据。