反应装置范文

反应装置范文（精选10篇）

反应装置 第1篇

关键词：积分反应器,气固相催化反应,转化率,床层温度,液体流量

在化学反应工程研究中, 反应器一般可以分成“微分反应器”和“积分反应器”两种形式, 一般简称为“微反”和“积反”。两者的反应器配置和结构不同, 实验流程也不同, 实验原理和实验数据处理方式的不同, 对催化剂和反应器结构的要求也不同, 因此在反应研究中又有不同的使用目的, 采用不同的取样和分析方法, 评价和实验的目的也不一样, 可以得到不同方面的试验结果, 本装置为“积反”装置。

积反反应器不但能评价在一定反应条件下, 催化剂活性和寿命的不同, 而且可以研究不同的反应温度、液体和气体空速对反应过程的影响, 比如:原料转化率、选择性, 产品收率、产率等指标。并且, 在确定了适宜的工艺条件后, 可以研究反应过程的传热情况和床层内的温度分布, 并得到真实反应条件下的宏观动力学方程, 用于反应器的再次放大。

实验装置由天津市鹏翔科技有限公司提供, 是常压反应装置, 整个实验控制方便直观, 适用于学生实验应用范围广。

反应器采用3段温度智能仪表控制。反应器在600℃时最大使用压力为0.2 MPa, 反应器内催化剂中心轴向温度分布可拉动热电偶来测得。积分反应器用直径273.5 mm不锈钢管加工, 此反应炉在600℃时恒温区保持±1℃为60 mm。积分反应器催化剂最大装填量为160ml。

1 方法原理

1.1 气固相催化反应的有关原理

1.1.1 复合反应的选择率的影响因素

1) 选择率的温度效应

如果主反应活化能大于副反应活化能, 温度增高有利于选择率的增大;当主反应活化能小于副反应活化能, 温度降低有利于选择率的增大;若二者相等选择率与温度无关.即:提高温度对活化能高的那个有利;反之, 降低温度对活化能低的反应有利。

2) 选择率的浓度效应

主反应级数大于副反应级数, 收率随浓度的升高而增大;反之, 主反应级数小于副反应级数, 收率随浓度的升高而减小;若二者相等, 则收率与浓度无关。

1.1.2 化学动力学

在多孔催化剂上进行的气-固相催化反应由下列几个步骤所组成:①反应物从气流主体扩散到催化剂颗粒的外表面;②反应物从外表面向催化剂的孔道内部扩散;③在催化剂内部孔道所组成的内表面上进行催化反应;④产物从内表面扩散到外表面;⑤产物从外表面扩散到气流主体。

1.1.3 Thiele模数φ

Thiele模数φ是无因次参数, φ中或反映了速率常数与颗粒内有效扩散系数的比值, 颗粒的半径Rp也反映在内。φ值越大, 扩散速率相对地越小, 即内扩散的影响越小, 内扩散速率因子越小。

1.2 色谱分析的基本原理

色谱法是利用两种或两种以上化学物质 (包括生物物质) 的特定物理性能差异, 例如溶解度和挥发度来选择性地或逐步地达到相互分离的一种技术。

气相色谱分析的分离原理是基于不同物质在两相间具有不同的分配系数。

1.3 乙醇脱水的反应原理

乙醇的脱水反应是复合反应, 在不同的温度下生成不同的产物。乙醇催化脱水制乙烯, 是工业上获得乙烯最早采用的方法。最初是采用载于焦碳上的磷酸作催化剂, 现在工业上采用的催化剂是γ-AL2O3或ZSM分子筛。反应温度一般为360～420℃, 是吸热反应, 一般采用外加热多管式固定床反应器, 乙醇可接近全部转化, 乙烯的收率为95%左右, 主要副产物是乙醚, 也可能有少量的乙醛生成。反应气经冷却、净化和干燥, 脱除掉副产物和水后, 即可得高纯度乙烯。该法生产过程简单, 乙烯收率高 。

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2 设备流程简介

2.1 设备的流程 (如图1所示)

2.2 流程简介

本装置有两个气路和一个液路, 并且设有一个积分反应器。积分反应器一般用于颗粒度在1～3 mm之间的催化剂, 反应的进料速度也需要选择最适宜的条件, 测定的实验结果是整个反应过程的平均结果。实验结果的分析需每隔一定时间来进行, 可定时对分离器的气体和液体取样分析, 然后计算反应的平均速度或评价催化剂的活性。

2.2.1 气路

气路1由钢瓶或管线中来的高压气体经过稳压阀V-3稳压后, 经转子流量计, 通过截止阀V-5, 与气路二混合, 经六通阀采样分析后与液路混合后经预热器预热进入反应器。

气路2由钢瓶或管线中来的高压气体经过稳压阀V-4稳压后, 经转子流量计, 通过截止阀V-6, 与气路一混合, 经六通阀采样分析后与液路混合后经预热器预热进入反应器。

2.2.2 液路

液体物料由蠕动泵控制。液体经蠕动泵控制流量后, 经截止阀V-7与混合气路混合后进入预热器。液体从泵出口经两通阀V-5, 打入到系统中与气体在混合器混合后进入预热器。

2.2.3 反应器

经预热器加热的反应物料由反应器顶部进入到反应器中, 反应器采用三段加热方式, 特殊设计的反应炉能保证反应的恒温区要求, 在550℃时10 mL的催化剂装填量能达到±1℃温度。

反应器下部有一个出口, 与冷却器相连, 反应产物首先被水冷凝器冷凝成气液混合物, 进入到分离器中。在分离器中, 气液分离, 液体保存在分离器中, 分层;气体通过六通阀V-9可采样分析, 然后经湿式流量计计量流量后放空。整个分离器可置于冰水混合物中, 达到深冷目的。分离器中的液体一段时间后可放出并称重。根据气液体的组成和质量, 就可以计算反应速度和各反应参数。

3 实验部分

3.1 使用前准备

反应器清洗:每次使用前应将反应器用石油醚或其他低沸点有机物进行清洗, 以除去壁上的残渣, 同时应对反应器内支撑用磁环或玻璃布进行灼烧处理, 使之不具有催化活性以免影响反应结果。

催化剂装填:实验前应用分样筛对催化剂进行筛分, 积分反应催化剂颗粒较大, 根据实验要求决定。

反应器检漏:根据实验压力及温度不同, 实验前应在某一压力下检漏。首先检查积反反应器上部接头是否拧紧, 将反应器由上至下穿过反应炉并拧紧顶部及下部卡套螺帽, 将稳压阀压力先调0.15 MPa, 关闭反应器出口, 可观察到反应压力表缓缓上升。

当压力稳定后, 可关闭稳压阀, 观察30 min反应器压力下降多少, 一般不应超过0.05 MPa, 如果漏气可以对各接口处检漏, 通常再拧紧反应器上下部卡套螺帽即可。

当反应系统压力降小于0.05 MPa/8 h, 可以认为气密封性合格。

控温仪表检查:将各仪表设定值改为100～150℃之间, 将各加热开关打开, 观察各温控仪表是否工作正常, 在等待10～30 min后各仪表显示值应与设定值相同, 如果某一路仪表二者不符应按后章的故障排除检查。

3.2 设备开车

3.2.1 催化剂装填

将已筛分好的催化剂量取一定体积 (1、2、5、7 mL) 具体数值由实验者决定, 并根据反应物系确定是否用惰性物稀释, 一般惰性物可用石英砂或碎磁环, 用前应用稀HCl清洗1～2 h并用高温炉在600～800℃下灼烧, 以消除其可能存在的催化活性。将量出的催化剂准确称重并记录。

在反应器底部放入1 cm左右高的玻璃布, 然后装入10～20 cm高的石英砂, 装填量依实际情况定, 装填完毕后可用金属杆量出石英砂高度, 然后再填上1～5 mm厚玻璃布后加入称重好的催化剂, 记录下催化剂在床层内的填装高度, 通常应将催化剂装填在反应炉的恒温区域。然后在催化剂上方垫一层玻璃布, 再用石英砂填满整个反应管。

3.2.2 反应器安装

将装好催化剂的反应管由下至上装入到加热炉中, 用扳手将反应管上部的压帽拧紧。注意上方角通的位置, 将反应器进口与出口卡套等连接, 并将控温热电偶沿反应管外壁的沟槽插入到反应器中, 将测中心温度热电偶由下插入到反应管内并处于催化剂床层高度处。实验中也可以拉动热电偶, 测量催化剂中心的温度, 以确定反应器的热点温度, 并将热电偶置于该处。

3.2.3 系统检漏

按前述步骤对反应器升压, 当达到使用压力时可将进出口阀关闭观察反应器压力是否下降, 正常情况下每小时不应观察到压力降, 如漏气应再次拧紧各卡套螺帽直至不漏。然后调节背压阀压力降至常压。

3.2.4 催化剂活化

按实验要求催化剂需在一定温度和某种气体保护下活化, 具体条件由实验者决定。设定好预热器温度、反应器程序升温温度, 调节稳压阀压力和背压阀压力并设定好气体流量。运行程序升温程序, 可以开始催化剂活化。

3.2.5 仪表参数的设定

控温仪表的设置可参见“仪表使用说明书”, 按仪表的上、下光标键, 可以看到仪表显示窗内的数值在增加或减小。当仪表读数达到需设置时即完成操作, 数十秒后仪表将自动工作。对于程序升温仪表, 按住“RUN”键, 当显示窗出现RUN时, 仪表开始工作。气体流量设置时程序升温表相同。例欲控制气体流量为100SCCM (每分钟标准毫升) 应按以下步骤设定:按一下仪表的“<”键, 则仪表显示出“c01”, 此时按仪表“∧”“∨”键, 将窗口内的数值设为100, 再按一下仪表“↺”键, 则仪表显示出“t01”, 此值代表流量值100运行的时间, 如需稳定控制流量, 则将该值设为“9000”, 再按下“↺”键, 仪表显示“c02”, 将该值设“100”, 仪表设置完成, 该次设置表示气体流量计将会在100SCCM值运行9 000min, 如需时间更长可再设定“t02”为9000, “c03”为100。

3.2.6 中间取样

当实验运行一定时间后如需对气体产物取样分析, 可直接旋转六通阀, 用气相色谱进行分析。

液体取样时可打开气液分离器下端的截止阀取样, 经过对液体产物的分析, 可以对液体产物进行物料衡算并由进料量可算出转化率、收率等。

3.3 设备停车

当实验结束时可以先关闭液体进料泵, 并继续通气, 关闭加热仪表, 使反应器温度缓缓降低, 当温度下降到催化剂活性温度以下时, 同时缓缓调节稳压阀, 当反应器压力降至常压时, 可以将气体流量计关闭并卸开反应器, 按与安装相反的步骤操作即可。关闭气体进料阀及各电源开关。

如果需要活化的实验, 实验完毕后活化催化剂。

反应器不可以长时间干烧。

如果在实验中遇到紧急情况时, 可以采用紧急停车的办法。比如, 遇到火灾、电器故障、危险气体泄露等, 均可以直接关闭设备总电源, 而不会影响设备的再次使用, 同时各仪表的操作参数可以自动记录下来, 并保持原设置。

3.4 实验的注意事项

3.4.1 系统漏气

在使用中或使用前的检查中, 如果发现设备可能漏气, 如压力不能正常升高、压力达不到设定值、设备有明显的泄漏点, 均可以按照下面步骤判断和检查。

检查反应器接头处是否有划痕。因为在高压反应时, 要求密封面必须完全密封, 如果在使用中使用不当, 可能造成反应器密封头有损伤, 这样就无法在高压下密封, 应与厂家联系。

检查反应器接头是否拧紧, 可以边拧紧, 边检漏, 如果设备已经不漏气, 就不要再拧紧设备, 以免减少使用寿命。如果使用时间过长可以更换接头。

检查上、下卡套接连处是否有损伤, 如果使用次数过多也可能损坏卡套, 此时需更换接管及卡套。

3.4.2 稳压阀压力调不到所需值

实验中发现无论怎么调节阀门, 阀后压力都不能升高到需要值。应按照以下步骤检查。

检查钢瓶内的压力。如果钢瓶内气体的压力小于或微大于需要使用的实验压力, 则无法保证实验要求。因为阀门工作需要一定的压差, 钢瓶内的气体压力必须比使用压力高1 MPa。应更换原料气瓶。

检查气路是否有泄漏。主要检查和反应器连接的部分以及经常拆卸的部分, 可能由于频繁的拆卸和连接, 导致设备漏气。

检查气体进口阀是否打开, 阀是否泄漏;

检查气体压力表是否损坏。

3.4.3 反应器压力升不到指定值

升压时间不够长, 由于在高压时气体流量很小 (实际体积) , 每分钟反应压力增加较小, 故升至高压需较长时间。

检查反应器是否漏气。应对进、出口接头部分重点检查, 用皂沫法检查。

3.4.4 泵头无液体

检查泵进口是否完全放置到液体中。原料瓶中是否还有足够的液体。

检查泵头压紧情况是否合适。具体可参见蠕动泵说明书。

3.4.5 某一回路不升温或升温达不到设定值

检查该控制回路仪表参数和温度是否正确, 看仪表面板out红灯是否闪亮。正常情况下, 在仪表5, 7二端应有30V以下的直流电压输出。

将加热停止后用万用表检查加热回路上的保险, 继电器是否能正常导通, 测量负载电阻值, 确定加热负载是否正常, 如烧断则可以更换。

如果温度上升但达不到设定值, 可将仪表中OPL从零增加3～5个单位, 将OPH值一次增加3～5个单位, 观察温度是否继续升高。如温度升高, 可一直等待温度恒定为止, 否则可再次改动OPL, OPH参数。

3.4.6 某一回路升温快或升温失控

检查仪表中OPL、OPH参数是否过大, 一般为3～30, 可以将该参数降低。

检查回路上的SSR是否正常, 可用万用表测量Load二端, 如电阻为几K或更小可以更换SSR。

3.5 相关设备参数

1) 定量环体积:

0.69 mL;

2) 反应管:

外径:27 mm, 内径:19.5 mm;

3) 用PEG200柱分析乙烯、乙醇、乙醚、水:

柱温:80℃, 检测器:150℃, 进样器:150℃, 载气:H2, 载气流速:25 mL/min。

3.6 实验数据的记录

3.6.1 图谱 (如图2所示)

3.6.2 数据处理

1) 设加入原料乙醇的量为a mol, 生成乙烯的量为x mol, 生成乙醚的量为y mol, 则生成水的量为 (x+y) mol。

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2) 计算结果, 见表1～3。

3) 无水乙醇的密度20℃ (g/mL) :0.789 ～0.791。

3.7 实验分析

3.7.1 温度对反应的影响

由图3可知, 反应的转化率随温度的增加而增加。反应的温度小于325℃时反应的转化率很低, 在325～375℃时, 反应的转化率突然增大, 大于375℃时转化率基本维持一个较大的值。所以温度大于375℃有较好的转化率。

由图4可知, 乙烯的收率随温度的增加而增加。反应的温度小于325℃时乙烯的收率很低, 在325～375℃时, 乙烯的收率突然增大, 大于375℃时收率基本维持一个较大的值。所以 , 温度大于375℃有较好的收率。

由图5可知, 乙醚的收率随温度的升高先增大后减小, 其中有一个最大值, 流量小的在较低温度下先达到最大值, 流量大的在较高温度时出现最大值。除L3以外其余的都约在400～450℃出现最大值。

3.7.2 流量对反应的影响

由图6可知, 转化率随流量的增加而减小, 温度大于370℃时转化率相对较高, 温度小于340℃时转化率相对较低。

由图7可知, 乙醚的收率随流量的变化规律因温度而不同, 温度小于等于340℃时随流量的增加而减小, 温度大于等于370℃时随流量的增加而增加。当流量增加到一定值时乙醚的收率趋于定值。

由图8可知, 乙烯的收率随流量的增加而减小, 温度大于370℃时乙烯的收率相对较高, 温度小于340℃时乙烯的收率相对较低, 且随流量的增加最终趋于定值。

4 结论

由上可知当反应温度大于370℃时, 反应转化率较大, 且乙烯和乙醚都有较大的收率。流量小于L7乙烯有较大的收率, 流量大于L7乙醚有较大的收率。在小流量下 (约小于L6) , 温度较低时 (约300～350℃) 乙醚的收率远大于乙烯的。

参考文献

[1]朱炳辰.化学反应工程[M]. (第2版) .北京:化学工业出版社, 1998.

[2]吴指南.基本有机化工工艺学[M]. (第2版) .北京:化学工业出版社, 1990.

[3]朱明华.仪器分析[M]. (第3版) .北京:高等教育出版社, 2000.

[4]廖巧丽, 米镇涛.化学工艺学[M].北京:化学工业出版社, 2001.

反应装置 第2篇

反应-共沸-分馏组合法处理醇酮装置酸性废水

摘要：探讨了环己醇和环己酮生产中酸性蒸发废水的处理途径,在实验的`基础上,确定了反应-共沸-分馏组合法处理醇酮生产中酸性蒸发废水的适宜酯化反应试剂及处理过程的工艺条件.经本法处理后,该酸性蒸发废水的COD值由100000～160000mg/L降至300mg/L以下,COD去除率达到99%以上.采用反应-共沸-分馏组合法处理该酸性蒸发废水的同时,可获取相应的甲酸正丁酯(纯度为97%)或甲酸异戊酯(纯度为96%).作 者：唐丽华    张晓娟    贾长英    陈红    陈恩之    周亚绵    Tang Li-hua    Zhang Xiao-juan    Jia Chang-ying    Chen Hong    Chen Enzhi    Zhou Yamian  作者单位：唐丽华,张晓娟,贾长英,陈红,Tang Li-hua,Zhang Xiao-juan,Jia Chang-ying,Chen Hong(沈阳工业大学石油化工学院,辽宁,辽阳,111003)

陈恩之,周亚绵,Chen Enzhi,Zhou Yamian(中国石油天然气股份有限公司辽阳石化分公司,辽宁,辽阳,111003)

期 刊：水处理技术  ISTICPKU  Journal：TECHNOLOGY OF WATER TREATMENT 年，卷(期)：, 32(8) 分类号：X703.1 关键词：甲酸废水    共沸    分馏    COD值    甲酸酯   

铝与水反应演示实验装置的设计 第3篇

关键词：铝与水反应；演示实验；实验创新

文章编号：1005–6629（2015）2–0062–02 中图分类号：G633.8 文献标识码：B

铝作为一种较活泼金属，具有与水反应的性质。由于铝极易与空气中的氧气反应生成致密的氧化膜并牢固地覆盖在铝表面，阻碍了铝与水的反应[1]，导致无法观察到铝与水直接反应的现象。即便破坏了铝表面的氧化膜，铝与水反应生成的氢氧化铝也会覆盖在铝表面导致反应难以进行。

本实验通过常见仪器的组装，设计出可以明显观察到铝与水反应生成氢氧化铝、氢气的装置，适合在课堂上演示，让学生真正感受铝与水反应的实质。

1 实验原理

本实验的难点在于：一是铝表面的氧化膜除去之后如何防止致密氧化膜重新生成；二是如何防止反应生成的氢氧化铝覆盖在铝表面；三是如何确保反应在无氧环境下进行。

1.1 防止氧化膜重新生成的设计原理

本实验先使用氢氧化钠溶液与铝箔反应破坏其氧化膜，再用沸水洗去氢氧化钠溶液，然后使去膜的铝箔与氯化汞溶液反应生成铝汞齐。通过铝汞齐的形成，使部分晶格铝原子的位置被汞原子占据，无法再形成致密的氧化物保护膜[2]。

1.2 防止氢氧化铝覆盖在铝表面的设计原理

本实验使用热的氯化钠溶液代替水与去膜的铝箔反应。由于氯离子能够穿破膜孔或者膜表面裂缝，使氢氧化铝从铝表面脱落[3]，反应可以持续进行。

1.3 无氧环境的设计原理

本实验过程中铝箔始终浸没在煤油或者溶液中，并且反应所需的溶液溶剂均使用沸水，防止水中溶解的氧气氧化铝箔。

2 实验装置

本装置所用仪器均为实验室常见仪器，其中筒式分液漏斗是装置的核心部分。筒式分液漏斗筒部容量大，可以作为反应发生装置并有利于观察到明显现象；底部的玻璃活塞可以反复分液，特别适用于本实验中液体多次变化的需要。装置实物图（图1）及装置示意图（图2）如下：

3 实验步骤及现象

3.1 使用氢氧化钠溶液破坏氧化膜

步骤：在筒式分液漏斗中装入长条状铝箔（宽约1厘米，长约20厘米），关闭玻璃活塞，打开导气管止水夹，往三角漏斗中加入煤油至浸没铝箔，然后加入10%氢氧化钠溶液至浸没铝箔，用于除去铝箔表面的氧化膜。

现象：铝箔浸没在煤油中无明显现象，接触到氢氧化钠后表面有气泡冒出（图3）。

3.2 使用沸水洗去铝箔表面的氢氧化钠溶液

步骤：当氢氧化钠与铝箔反应有大量气泡出现时，打开筒式分液漏斗活塞，使氢氧化钠反应后溶液迅速流出。关闭活塞，再往筒式分液漏斗中加入沸水至混合液体充满筒部，然后打开活塞使洗涤过的沸水流出，重复2～3次。

现象：沸水接触到铝箔有少量气泡冒出。通过洗涤，可以避免氢氧化钠溶液对后续反应的干扰。

3.3 使用氯化汞溶液在铝表面形成铝汞齐

步骤：关闭筒式分液漏斗活塞，往其中加入5%氯化汞溶液。

现象：铝与氯化汞溶液发生反应，铝箔少量溶解，表面有灰色物质析出（图4）。

3.4 使用沸水洗去铝表面的汞

具体步骤与3.2相同。

3.5 使用热的氯化钠溶液与铝反应

步骤：在铝表面的汞用沸水冲洗后，关闭筒式分液漏斗活塞，往其中加入使用沸水溶解配制的饱和氯化钠溶液至混合液体充满筒部，并关闭导气管止水夹，将导气管插入装有洗涤剂的烧杯中。一段时间后，打开止水夹，用燃烧着的木条接触洗涤剂液面。

现象：铝与热的饱和氯化钠溶液接触后，表面立即有气泡冒出，一段时间后，溶液呈现白色浑浊（图5）。三角漏斗中液面上升，上升的液体也呈现白色浑浊（图6）。打开止水夹后，三角漏斗中液面下降，导气管口有气体冒出并在洗涤剂表面形成气泡，用燃烧着的木条接触气泡可以观察到气泡破裂燃烧且伴随着明显的爆鸣声。

4 实验结论

通过铝与热的氯化钠溶液反应，观察到铝箔表面有气泡冒出、三角漏斗中液面上升、洗涤剂表面产生的气泡燃烧及爆鸣声可以判断铝与水反应产生的气体是氢气。通过筒式分液漏斗下层液体及三角漏斗液体中出现的白色浑浊，可以判断反应有氢氧化铝生成。综合以上现象，可以判断铝可以与水直接反应，铝与水反应不一定需要在碱性条件下进行。

参考文献：

[1]王祖浩主编.普通高中课程标准实验教科书·化学1（必修）[M].南京：江苏教育出版社，2009：67.

[2]荆入德.铝与水反应实验的设计[J].化学教学，2005，（11）：7～8.

[3]季明余，朱永侃.卤素离子对镁、铝与水反应的影响研究[J].实验教学与仪器，2005，（4）：32～33.

反应装置 第4篇

1 反应油气管线的特点及设计要求

催化裂化有多种工艺,但油气管线系统具有相似的特征,如图1所示,反应油气均从沉降器顶端引出,经油气管道,从分馏塔底部侧面进入分馏塔。反应油气管线是催化裂化最为重要的管道,具有介质温度高、管道口径大、易结焦的特点[2]。

1.1 防止管线结焦

防止反应油气管道结焦是设计过程中需考虑的重要内容。反应油气管线结焦的原因较为复杂,通常认为是油气中的重芳烃、胶质、沥青质在管道内长时间停留会发生缩合反应而生焦。一般在沉降器顶部会设置有一环形的防焦蒸汽分配管,形成蒸汽垫,防止油气在沉降器顶部停留时间过长结焦,然而,由于油气管道在规模上较沉降器要小太多且其安装位置不允许设置大量的防焦蒸汽设施,故使用防焦蒸汽的方法不适合用在油气管线上。因此,最大限度地减小反应油气管线的长度以缩短油气的滞留时间成为了防止反应油气管道结焦的主要手段,尤其是水平管段的长度应尽量短,因为流体在水平管段中呈分层流动,重组分在管底流动,速度缓慢,更易结焦。由此决定了沉降器和分馏塔在平面布置上应紧邻布置。

1.2 满足受力要求

由于沉降器与分馏塔均靠近布置,且沉降器油气出口位置相对很高、分馏塔油气入口位置相对较低,导致管道两端竖向距离相对长、水平距离相对短,再加上反应油气管线介质温度一般都在510 ℃左右的高温,故该管线由于热膨胀附加给相连设备的作用力是非常巨大的。由于该管线特定的结构,使管道在竖直方向上产生比水平方向更大的热膨胀力,特别是分馏塔入口,易受到过大的管道热膨胀作用力。因此,选择合适的管道形式和合理的热补偿方式,是反应油气管线设计的又一重点和难点。

1.3 做到安全、方便、经济

此外,反应油气管线必须安全可靠且具有较好的经济技术指标,因此,管线的材料选择、支吊架的设置、安装检修的可操作性等在设计过程中必须通盘考虑,达到最优的设计效果,为装置的安全稳定生产奠定基础。

2 反应油气管线的几种形式

国内催化裂化装置中,油气管线多采用以下三种形式:全热壁管道、全冷壁管道、冷热壁结合管道。

冷壁管道,即碳钢管道内衬隔热耐磨衬里,正当使用时管道外壁温度远低于介质温度的管道。

热壁管道,区别于冷壁管道,即根据管道内介质的设计条件选用的金属管道,管外壁温度与介质温度相近的管道。

冷热壁结合管道,顾名思义为冷壁管道与热壁管道结合使用的管道,其管道的通径必须保持一致,且各段使用的位置都较为固定。

目前,三种类型的管道均有成功的使用案例,冷热壁结合管道使用的居多。

2.1 全热壁反应油气管道的布置

此种反应油气管线的形式是国内小型催化装置常用到的方式,通常情况下,反应油气管线公称直径DN≤400,此处公称直径为通过工艺计算所确定的介质的流通管径。全热壁管系的补偿方式有自然补偿方式和加波纹管补偿器方式两种。

2.1.1 采用自然补偿方式的管道

图2所示,为长岭炼油厂老四型催化裂化装置的反应油气管线安装设计图,是典型的采用自然补偿的全热壁管道布置形式。其缺点为油气管线较长、所需安装空间较大、支架设置多,由此导致管线温降压降大、油气易在管线内结焦、管线探伤比高;但该管线安全性强、施工(包括吊装)难度小。

2.1.2 使用波纹管补偿器的管道

如图3所示,为抚顺石油二厂1.2 Mt/a催化裂化装置的反应油气管线安装设计图,其在热壁管线上加设了波纹管补偿器以吸收管道的热胀,这种形式在国内早期的催化裂化装置中使用的较多。其很大程度上解决了自然补偿的全热壁管道的缺点,简化了管道走向、缩短了管道长度。但是,反应油气进入膨胀节波谷会滞留、降温,会导致结焦或产生腐蚀,使波纹管失效,虽有一定的封堵措施,但是不可能从根本上杜绝油气进入波谷。因此,此种类型的管道安全性较差、操作维护费用较大。

2.2 全冷壁反应油气管道的布置

冷壁管道通过对管线内壁衬以隔热耐磨衬里材料,达到控制热量损失和温降的目的。正常工况下,有隔热耐磨衬里的冷壁管的壁温通常低于200 ℃[2],此时管线的壁温远低于操作介质的温度,从而减少管线的热胀量;管线的材质选用碳钢即可,减少了管线的探伤比,很大程度上降低了管线的投资。但由于管道内部衬里,增加了管线施工的工序与工作量,同时管线的总重也大幅增加,给管线支吊架的设置增加了难度。另外,由于管线钢材与衬里材料的线胀系数不一样,这就对衬里材料的性能及施工有较高的要求,必须保证在操作状态下衬里与管壁不脱壳以及衬里不脱落。

全冷壁管道因衬里后管道壁温较低,其补偿方式以自然补偿为主,因此,管线安装所需空间大、温降压降大、易结焦。图4为催化裂化装置油气管线采用全冷壁管道自然补偿方式的典型安装图,此种形式在长岭炼油厂1 Mt/a催化裂化装置、南京炼油厂1 Mt/a催化裂化装置均有应用。

2.3 冷热壁结合反应油气管道的布置

目前,反应沉降器均为内衬高耐磨隔热衬里材料的冷壁结构形式,故反应油气管线沉降器出口及竖直管段也为冷壁管道。由于管线与设备的线膨胀系数基本相当,管道竖向热胀量与沉降器入口向上热膨胀量几乎相同,使设备与管线系统的热胀更为协调,从而降低管道变形程度、减小管道对设备推力。

反应油气管线进分馏塔处水平段设计为热壁管,一是由于此处为反应油气结焦的“重灾区”,隔热耐磨衬里因表面粗糙更易出现结焦现象,且一旦结焦后热壁管在除焦作业中更具优势,故不选冷壁管;二是该处使用的热壁管的壁厚比使用冷壁管的当量壁厚要小,管线的柔性较好,大大减小了管线对分馏塔入口的作用力。

冷热壁结合管道宜采用自然补偿方式。

冷热壁结合管道综合了全冷壁管道及全热壁管道的优点,在保证设备、管线安全的前提下,节省了空间和投资,整体上做到了安全、经济。图5为典型的冷热壁结合管道的布置图。此种布置形式已在十余套催化裂化装置中使用。

比较上述三种布置形式,冷热壁结合的管道布置形式反应油气管线最短、占地面积及空间小,既满足了设计要求,又最为简单经济,且降低了管线结焦的风险,有利于装置的运行、检修。

3 反应油气管道材料的选择

反应油气线的材料都较为固定,虽然不同装置间反应油气管线工艺参数存在差异,但不会对冷、热壁管道材料的固定选型产生较大的影响。一般情况下,操作状态下反应油气线的工艺参数为:温度510 ℃、压力0.26 MPa(G), 催化剂粉尘含量约为0.3 g/m3,管道有保温要求。

3.1 热壁管道材料的确定

由于反应油气管线主要存在轻微的高温硫腐蚀、高温气体腐蚀以及催化剂颗粒磨损,综合考虑反应油气管线的工艺参数和安装设计的要求,其热壁管材质应具备如下条件:

(1)较好的高温机械性能,即在510 ℃高温下有较高的抗拉强度及较好的韧性、表面硬度。

(2)较好的高温稳定性及高温抗氧化性。

(3)良好的焊接性。

(4)适当的材料价格及合理的供货周期。

表1列举了国内催化裂化反应油气管线常用的几种材料,由于反应油气管线的组对焊接及与沉降器的焊接都是在现场进行的,所以材料的焊接性能及热处理条件,成为影响材料选择的重要因素,从表1可看出15GrMo是比较理想的材料。

3.2 冷壁管道形式及材料的确定

衬里后油气管道壁温降低至200 ℃以下,故外壁管道材料选碳钢即可。

衬里材料的选型应遵循国标《隔热耐磨衬里技术规范》GB50474-2008的要求。

图6为冷热壁结合的反应油气管线的具体形式,其中冷壁管道使用了有龟甲网双层隔热耐磨衬里管道,耐磨层厚度为26 mm,衬里总厚100 mm。目前,此种形式应用最为广泛。

4 反应油气管道支吊架的设置

反应油气管线走向及布置较为简单,但该管线的支吊架的设置则相对比较复杂,必须以详细的应力分析结果为依据进行选型和设置。一般情况下,该管道上设置有承重、导向、减振、弹簧吊架等多种型式的支架。

4.1 竖直管段上的支架设置

4.1.1 承重支架

承重架承担绝大部分的管线垂直荷重,一般设置在沉降器上封头焊缝线附近且配合承重弹簧使用,由于此支架生根在沉降器器壁上,故必须控制支架在沉降器器壁生根处的局部应力,以免使器壁局部变形过大,引起器壁内部衬里与器壁分层或脱落。

4.1.2 导向支架

导向支架的主要作用是限制管线水平方向上的位移,使反应油气线仅沿竖直方向热胀,另外一个很重要的作用就是承担风载荷,增强管道的稳定性。

4.1.3 减振支架

因油气管线内为混相介质,且平均线速较高,实际操作工程中也容易产生波动,故该管线会产生振动,通常设置减振支架以防振。

4.2 水平管段上的支架设置

水平管段主要集中在分馏塔入口处,由于在反应油气管线烘衬及停工检修时需要拆装分馏塔入口盲板,同时为减小分馏塔管嘴受力,需考虑在靠近分馏塔处设置弹簧吊架。该弹簧吊架生根在分馏塔器壁上。

5 反应油气管道设计需注意的其他事项

5.1 合理设置检修人孔、平台

为了便于定期检查、修补衬里,方便管道内清焦,反应油气管道上必须设置不少于2个检修人孔,并结合构架、管道的具体形式,合理地选择人孔的位置。

检修人孔处应设置相应的检修平台及梯子,检修人孔及其检修平台的标高合理调整,尽可能与沉降器、再生器或其它设备的平台标高相一致。

为便于盲板及盲板圈的拆卸更换,大法兰处应设置相应的固定检修平台,平台宽度及梯子设置应考虑多人同时检修、发生事故时人员能迅速疏散。

5.2 水平管段设置必要的坡度

由于反应油气易结焦,入分馏塔前水平管段热态时应有不小于5‰的坡度,以便反应油气中的液相能顺利地进入分馏塔,减少介质的滞留时间,避免结焦。

5.3 慎重选择对管道进行预拉伸

所谓预拉伸,也叫冷紧,是指在冷态安装时,使管系产生一个初始位移和初应力的一种方法,其目的是改善和平衡冷热态时管道的受力状况[3],降低管道对设备嘴子和支架的推力。但是,对管道进行预拉伸,一是增加管道施工的难度,二是会对管道的结构、特别是衬里管道的结构产生破坏。因此,反应油气管线是否需要进行预拉伸,应以该管线的应力分析结果为依据进行评定。

5.4 明确施工顺序及要求

设计反应油气管道时,应对后续的施工顺序及要求进行全面的考虑,并在设计文件中加以明确。特别是衬里管道,已衬里管道禁止在其管壁上施焊,管道上所有的平台、支吊架等生根构件均需在衬里前焊接完毕。

6 结 语

反应油气管线的安全高效运行对整个催化裂化装置的稳定操作具有重大意义,设计方案一定要经过全面的比选,做到安全、经济,并充分考虑用户的使用习惯和操作水平,才能达到最优的效果。

摘要：介绍了催化裂化装置中反应油气管线的特点及设计要求,对该管线常见的全冷壁管道、全热壁管道、冷热壁结合管道等三种类型及布置形式进行了说明和分析。阐述了反应油气管线在形式选择、材料选型、支架设置中的要点。提供了优化该管线设计的一些好的做法和措施,并特别指出在设计文件中明确管线的施工顺序和注意事项,为该管线的配管设计提供了借鉴。

关键词：催化裂化,油气管线,冷壁管道,热壁管道,冷热壁结合管道,配管设计

参考文献

[1]田辉平.催化裂化催化剂助剂的现状和发展[J].炼油技术与工程,2006,36(11):9-11.

[2]顾比伦.大型催化裂化装置反应油气管线的柔性设计[J].炼油技术与工程,2011,41(4):52-55,59.

反应装置 第5篇

SO2+2H2S3S↓+2H2O

以实现硫的+4、-2到0价的转化，而现行教材中没有硫化氢与二氧化硫反应的简易实验装置，为了让学生清楚地观察到反应的现象，同时又不会造成危害和污染，笔者经过多次尝试，试图找到比较理想的实验装置。

一、实验原理

Na2SO3+2HCl2NaCl+SO2↑+H2O

FeS+2HClFeCl2+H2S↑

SO2+2H2S3S↓+2H2O

SO2+2NaOHNa2SO3+H2O

H2S+2NaOHNa2S+2H2O

S+6NaOHNa2SO3+2Na2S+3H2O

二、实验用品

亚硫酸钠粉末、硫化亚铁粉末、盐酸溶液、氢氧化钠溶液、硬质大试管、双孔胶塞、三孔胶塞、长胶头滴管、直玻璃导管、棉花、铜质燃烧匙、U形管、Y管、注射器、气球、硬质大试管（用酒精喷灯在距试管底部1/3处烧制出一凸出的圆形）等。

二、实验方案

方案一：实验装置如图1所示（略去铁架台和铁夹）。

在硬质大试管（用酒精喷灯在距试管底部1/3处烧制出一凸出的圆形）底部先放入硫化亚铁粉末，平放试管再放入亚硫酸钠粉末，使长胶头滴管中充满盐酸溶液，在长玻璃管中塞入蘸有氢氧化钠溶液的棉花，塞好胶塞，用力挤胶头，使部分盐酸射入底部，轻捏胶头图2使部分盐酸滴入亚硫酸钠粉末中，立刻有大量黄色硫附着在管壁上。

方案二：实验装置如图2所示（略去铁架台和铁夹）。

在三孔胶塞上安装好胶头滴管、燃烧匙、玻璃导气管，并调节三者的位置，使其高低合适，在大试管底部放入硫化亚铁粉末，在长玻璃导管中塞入蘸有氢氧化钠溶液的棉花，在长胶头滴管中吸满盐酸溶液，在燃烧匙底部平铺一层亚硫酸钠粉末，塞紧胶塞，挤压胶头，使滴下的盐酸直接滴在大试管底部，转动燃烧匙上端手柄，使盐酸滴入燃烧匙中，立刻有大量黄色的硫附着在管壁上。

方案三：实验装置如图3所示（略去铁架台和铁夹）。

向Y管的两边分别放入少量亚硫酸钠粉末和硫化亚铁粉末，塞上带有针头的胶塞，用针筒吸取盐酸溶液连接在针头上，推动注射器，使盐酸滴入Y管内，流向Y管两边，在管壁上迅速有淡黄色的固体出现，注射器活塞略有上提。

方案四：实验装置如图4所示（略去铁架台和铁夹）。

在U形管内注入15 mL 6 mol/L的盐酸，在两个气球内分别装入2.6 g的硫化亚铁粉末和1.9 g亚硫酸钠粉末，分别用细绳系在U形管的两侧，先将硫化亚铁粉末倒入U形管中，待硫化亚铁粉末反应结束时再将亚硫酸钠粉末倒入U形管中，立刻有大量黄色的硫单质附在U形管内壁上，两气球鼓起。

三、方案评价

方案1：实验中硬质大试管的制作要细心操作，稍不慎易损坏试管，且硬质大试管实验后基本无其它用途；长胶头滴管中充满盐酸溶液时盐酸易流入胶头中，在长玻璃导管中塞入里面蘸有NaOH的棉花时松紧度难控制，可能会闻到刺激性气味，但整个实验现象明显。

方案2：中学使用的试管，最大规格为32 mm×200 mm，铜质燃烧匙的匙头直径为25 mm，这样，对应的胶塞上要插入符合原图要求的玻璃管、滴管和燃烧匙难度非常大，在长玻璃导管中塞入里面蘸有NaOH的棉花时松紧度难控制，可能会闻到刺激性气味，但整个实验现象明显。

方案3：注射器针头是铁制品，易和盐酸反应，注射器中的盐酸溶液下滴时，不易控制流入左右管中的盐酸的体积，整个装置简单，操作方便，现象明显，对环境无污染。

方案4：整个实验装置简单，操作方便，现象明显，对环境无污染，适用于学生做探究实验，既可定性检验，也可定量测量。

（收稿日期：2014-11-11）

三聚氰胺装置反应器检修探讨 第6篇

关键词：反应器,检修,酸洗

0 引 言

河南省中原大化集团公司现有两套12kt/年三聚氰胺装置和一套30kt/年三聚氰胺装置运行,均为意大利欧技公司引进的高压法生产方法。关键设备三聚氰胺反应器从意大利进口,主体材质为哈氏合金C276,上下法兰密封垫均为银垫片。在380℃、8.0MPa(g)条件下,尿素热分解生成三聚氰胺,反应所需要的热量由刺刀管内循环的高温熔盐供给。该设备运行情况直接影响整个装置转化率。自投产以来,3台反应器操作稳定,各项工艺指标均达到设计要求,生产能力超过设计要求,两套12kt/a三聚氰胺装置反应器共经历三次检修,30kt/a三聚氰胺装置反应器未检修过。

1 刺刀管反应器结构和酸洗指标

1.1 结构

如图1,反应器为立式结构,安装于标高11 000mm的钢结构框架上,主要由下部的熔盐管箱、下法兰盖、下法兰、筒体、夹套、上法兰、上法兰盖、刺刀管、中心管等九部分组成。反应器中间是一根中心管,其周围是4层179根刺刀管,每根刺刀管分别由ϕ19.051.65的内管和ϕ33.43.38的外管组成。运行中熔盐从底部管箱进入刺刀管外管和内管之间,为反应器提供热量,再从内管流出。

1.2 酸洗指标

由于在反应器中尿素热分解所需的原料即尿素和氨中都含油,导致刺刀管外壁易结垢。随着垢层厚度的增加,被迫提高熔盐进入反应器的温度,以维持反应所需要的热量。按照设计要求,当反应器出口熔盐温度与反应器内操作温度差值达到55～65℃时,必须停车对管束进行酸洗除垢。其中,一套三聚氰胺反应器于2000年4月投入运行,先后于2002年9月初、2005年3月初进行了两次酸洗;二套三聚氰胺反应器于2002年11月底投入运行,于2004年3月初进行了一次酸洗。

2 检修特点

管束、下法兰盖、熔盐管箱是一个整体,酸洗时将其从底部整体抽出,安装于清洗壳上进行酸洗。其检修有如下特点:

1) 准备工作烦琐复杂:为保证检修顺利进行,需要提前将清洗壳、酸洗槽、硝酸泵运至现场,需要准备大量的备件、材料,需要提前制作专用工具,如拆装螺母用ϕ14的拨棒、ϕ17.5的螺栓拉伸器用拨棒等,需要提前试硝酸泵和反应器顶部电动行车的操作可靠性。尤其顶部电动行车,每次检修后1.5～2.5a内不再使用,行车上的电机部件极易生锈不能用。

2) 起重工作量大、难度大:整个管束重约22t,要将其整体从底部抽出,底部2层钢梁、楼板、障碍管线等都需要拆除,起重工作量大。尤其管束的升、降、翻转等都需较长的时间和较高起重水平。

3) 多工种配合、立体交叉作业。该检修涉及电气、仪表、电气焊、钳工、起重等工种,各工种配合得当,有利于检修工作的顺利进行。

3 运行周期及检修进度控制

3.1 运行时间

(见表1)

由于合成氨及尿素两厂为三聚氰胺装置提供原料,当该两厂停车时,三聚氰胺装置也必须停车。因此,当该两装置大修时,一般三聚氰胺装置也安排进行大修,但是每次大修反应器都进行酸洗又是一种浪费。因此控制反应器的运行时间和酸洗周期是有直接经济效益的。合成氨尿素装置的大修周期是18个月,即一年半,根据这三次反应器的运行情况看,运行一个大修周期反应器温差在41℃左右,运行两个大修周期则温差将超过80℃,远远高于设计值。当温差超过40℃时,上涨速度加快,尤其是超过55℃,基本每月以3℃速度上涨。第一套三胺装置反应器二次酸洗前运行了30个月,差6个月就坚持到大修,但由于温差较大,被迫停车酸洗。根据经验,当温差达到42℃左右时,就不能期望坚持到下个大修周期酸洗。

3.2 主要工序检修用时

(见表2、表3)

3.3 酸洗时间

(见表4)

(1) 第一次酸洗时,用98%的浓硝酸配制酸液。

由于搅拌不均匀,底部硝酸沉积,导致开始进入反应器的硝酸浓度过大,反应剧烈,温度上升至98℃,持续9h,后来降至60℃,整个过程没有加入低压蒸汽加热。酸洗后管束光亮,效果好,但是酸液浓度过高,对管束有轻微腐蚀。

(2) 第二次酸洗时,配制酸液浓度适当均匀。

由于在大修期间没有加热用蒸汽,而且正值气温较底,为保证酸洗在60℃左右的温度进行,在清洗壳外部缠绕了若干的电伴热加保温。开始8h未使用电伴热,放空气体少,反应慢。后使用电伴热进行升温,8.5h后升温至50℃,放空气体变多,反应加剧。又浸泡16h,酸洗结束。但是整个酸洗效果不好,管外壁虽无垢层,但颜色发黑。后用水枪进行机械清洗。

(3) 第三次酸洗管束时用低压蒸汽进行加热至62℃。

但整体酸洗效果也不好,洗后的管束外表面仍附着一层油泥,厚度约0.2mm,结构疏松。用300bar高压水射流进行机械清洗,除去油泥后,管子颜色发白但不光亮,主要原因是浸泡时间不够长。

从三次酸洗情况可以看出,酸洗时间长短要控制好,主要依据是刺刀管外壁垢层的厚度、反应温度及酸液浓度。垢层越厚,酸洗时间要适当延长。

4 出现问题及解决方法

1) 螺栓拉伸器支撑座与所拆螺母外侧间隙过小,导致螺栓拉足够长后,螺母仍不能松动。由于在规定拆卸油压下往往不能轻松松动螺母,经常须用锤打击拨杆才能板动螺母。在打击拨杆的时候,相应拨孔边缘容易被挤压变形,形成高点突起或者毛刺。由于支撑座内孔与螺母外侧间隙仅0.2mm,只要螺母拨孔边缘有小的变形或者毛刺,螺母都会被卡住,不能松动。后磨掉突起毛刺,方能顺利拆下螺母。

第三次检修中,检查发现,球形垫片与支撑座接触部分由于前次检修中承受足够大的力,使垫片接触部分被挤压变形,中间不规则凹下。由于垫片支撑面已经不平整,装上的螺栓拉伸器实际是歪斜的,这样使支撑座与螺母间本来就小的间隙变得更小了,有的部位甚至贴合在一起,螺母上稍微有变形或者毛刺,就会卡住螺母,影响拆装。拆卸螺母时,油压已达到拆卸压力,有的螺母垫片已明显离开了法兰面,但是螺母还不能松动。由于所有垫片都有变形,为了保证顺利拆装,做如下改进:(见图2:螺栓拉伸器工作图)

(1) 将所有垫片平面部分进行加工,车掉变形部分,保证平面部分平整度。

(2) 在不影响强度的情况下,将支撑座内孔直径由148mm扩大到149.5mm,增加1.5mm。

(3) 为了避免以后再次挤压垫片导致平面部分不均匀变形,将支撑座外径由180mm扩大到196mm,超过垫片外径,使支撑座力量均匀地加在整个垫片平面部分上。

2) 由于部分维修工经验不够,螺栓拉长后螺母松动过量,导致螺母上边缘与拉拔盘下边缘紧贴,当拉伸器泄压后,螺栓回缩,导致螺母与拉拔盘背死。拆卸拉拔盘时,螺杆部分随着转动,拉拔盘和螺母都不能拆下。遇到这种情况,千万不可将螺杆拆下处理,直接再次打压,让螺栓再次拉长,将螺母退回几圈到合适位置,泄压后即可松动螺母。

3) 下法兰螺母拆卸完后,管束不动。这种情况是因为升华排塔不彻底或者管束底部结晶物、脏物过多,使管束和下法兰盖粘死所致,如无外力作用,不能自动下降。在第二次检修中遇到这种情况,当时直接用大锤震击下法兰盖也不能落下。后制作了4块厚度合适的楔形铁,从四个方位同时往法兰间隙里打入,同时稍微松动拉紧管束的两个卷扬机,锤击数次后,管束猛然松动。后用两台卷扬机平稳顺利同步落下。

4) 酸洗管束时,放空管高空放空气中含酸较多,酸雾四处飘落,影响装置卫生,附着在钢结构上引发腐蚀,落到人身上引发人身事故。后来,进行改造,把高空放空口引入放在高处的装满碱液的容器里,将含酸放空气体进行中和洗涤后排放掉,达到环保和环境要求。

5) 拆卸螺母时,打至规定油压1 245bar后,有的螺母可以松动,有的则不能松动。这种情况有可能是因为油管内压力分布不均匀造成的。由于每根油管接头处均有单向阀,对拆不掉的螺母,改用单管打压,打到1 200bar压力时即可松动螺母。

5 经验小结

1) 拆卸法兰前,要认真复查上下法兰间隙,以作为回装法兰时的依据。紧固螺母时,每步压力下要认真测量法兰间隙,掌握法兰的张口情况。

2) 准备工作做充分、正确,整个检修会节省很多时间且顺利。

3) 由于拆卸的法兰和障碍管线较多,所以在拆卸时要一一做好标记。所拆下的法兰透镜垫片要保存好,并做好标记,防止316L材料的和哈氏C276材料的垫片混淆,错误安装。

4) 翻转管束时,在去掉防转动的六条螺栓前,务必要拉紧顶部吊绳,防止在去掉螺栓的瞬间,整个管束猛然外翻,导致猛然扯动扯断吊绳发生事故。

5) 提升、降落管束时,操作两台卷扬机的人要步调一致,保证整个管束平稳垂直,不与设备内壁刮擦。操作时顶部须有人监督管束的偏斜情况,及时和底部操作的人员进行沟通,调整管束。

反应装置 第7篇

1 催化裂化结焦机理

重油催化裂化原料主要为渣油, 渣油的组成重, 相对分子质量大, 经喷嘴雾化后, 在提升管底部与高温再生催化剂接触, 部分重组分未气化温以小液滴形式存在。未气化的小液滴直径比催化剂孔径大, 不能进入催化剂内部进行催化裂化反应, 会在500℃以上的高温下发生热裂化反应。热裂化反应使大分子烃类裂解成小分子烃类, 在热裂化反应产物中含有烯烃和二烯烃。因此催化裂化反应后的油气中含有重芳烃、胶质、沥青质、烯烃及二烯烃、饱和烃、轻芳烃等组分。饱和烃和轻芳烃一般经过催化裂化反应后生成小分子且不含芳环结构随油气带出因而生成焦炭的可能性较小。

1.1 重芳烃含有三个以上的芳环, 芳环在高温下很难被断开, 侧链断裂后, 脱氢生成稠环结构, 缩合成焦炭。、

1.2 胶质、沥青质是比重芳烃更重的馏分, 含有五个以上芳环, 在热转化过程主要是缩合生成焦炭。

1.3 二烯烃非常活泼, 很容易发生聚合反应, 二烯烃经聚合和环化后, 生成稠环芳烃, 生成焦炭。

1.4 对于掺炼油浆和回炼油的催化裂化装置, 其含有的重芳烃、胶质和沥青质经过催化裂化反应后, 其性质与渣油中的重芳烃、胶质、沥青质有所不同, 在催化裂化反应时其易裂解的侧链已经断裂, 组分较轻而芳香度更高, 失去侧链后的稠环芳烃更容易发生脱氢缩合反应生成焦炭[]。

2 提升管进料喷嘴处结焦

2.1 造成该部位结焦的可能原因

2.1.1 喷嘴选型不合理, 雾化效果不良。

2.1.2 提升管进料段剂油接触效果差。

2.1.3 正常生产时, 剂油比偏小, 进料性质变重或进料量远低于设计值

2.1.4 进料温度过低, 部分重油未汽化

2.1.5 在进料段, 催化剂密度偏大或偏小。因催化剂滑落, 返混严重, 促使液焦增多, 增大结焦倾向。

2.2 重油催化裂化装置防止进料喷嘴处结焦的方法

2.2.1 应根据装置进料性质和进料量选择适宜的进料喷嘴

影响催化裂化原料雾化效果的主要因素有: (1) 原料的进料性质。在其他相同条件下, 原料雾滴的粒径随进料的粘度和表面阻力的增大而增大, 随其密度的增大而变小[]。 (2) 原料喷嘴的结构。优异性能的喷嘴能使进料雾滴平均粒径接近催化剂的平均粒径, 并且空间分布均匀、运动速度适宜。在保证良好的剂油接触的同时又会使催化剂大量破碎跑损。 (3) 原料雾化蒸汽量。喷嘴汽液比越大, 原料雾化效果越好。但汽液比太大, 会限制处理量, 从而增大了生产成本。

所以, (1) 原料的进料喷嘴应选型合理并且具要有一定的操作弹性, 进料量应与进料喷组工况相匹配。进料量太大, 汽液比就会受到制约;进料量太小, 进料段催化剂存在“边壁“效应, 剂油接触不好, 会造成进料段结焦。 (2) 进料喷嘴应采用耐磨材质, 尤其是线速高易冲刷的部位, 保证喷嘴内部不堵塞, 选择适宜的喷射角度, 以确保原料的雾化质量。

2.2.2 各喷嘴油、汽量要相对均匀, 不能偏流

目前新建催化多采用多喷嘴进料, 使每路进料都设有流量控制阀, 每个喷嘴进料及其雾化蒸汽都有流量指示。随着掺渣率的提高, 应增大原料雾化蒸汽流量, 可提高原料雾化效果, 并可降低沉降器内油气分压, 控制重质烃类的缩合生焦。

2.2.3 控制适宜的反应操作条件

2.2.3.1 控制适宜的剂油比

提高掺渣率, 应相应提高剂油比, 以提供重油汽化率, 并提高重油的裂化能力。

2.2.3.2 控制适宜的进料温度

控制原料预热温度>185℃, 使原料油在进料温度下的粘度≤4cm3/s。进料温度太低使原料粘度增大、雾化效果差, 致使液焦增多。

2.2.3.3 控制适宜的掺渣率和油浆回炼量

油浆中含有较多的稠环芳烃, 油浆回炼量过大, 会增大反应生焦虑 (尤其是液焦的生成) 。因此, 应根据油浆密度和固体含量, 适当控制油浆回炼量和外甩量。一般掺渣率越高、原料性质越差, 应适当增大油浆外甩量而相应降低油浆回炼量。

2.2.3.4 控制适宜的反应温度

对于常规重油催化裂化装置, 反应温度不应低于490℃。随着掺渣率的提高或原料变重, 相应提高反应温度。

2.2.3.5

进料雾化蒸汽一般按总进料的4%-9%控制, 当进料量低于设计值时应适当加大雾化蒸汽流量[]。

2.2.4 优化提升管反应器的设计

2.2.4.1 预提升段采用分布均匀的分布器、适宜的提升高度。预提升段一般不低于5m或预提升段长径比≥4.5。

2.2.4.2 提升管反应器采用抗滑落设计, 减少催化剂的返混, 使雾化油滴与稳定的催化剂密度分布相适应, 形成良好的反应环境, 使喷嘴始终处于最佳工况。

3 沉降器结焦

沉降器结焦多集中在旋分器吊架支梁和集气室内。危害是对于沉降器汽提段采用水平格栅的装置, 由于上部焦块脱落会堵塞格栅, 影响催化剂正常循环, 甚至中断循环;而集气室内结焦可能会因焦块掉进旋分器内堵塞料腿或卡住翼阀造成催化剂大量跑损。

沉降器结焦无论是硬焦还是软焦, 大部分是催化剂细粉, 除去催化剂后, 焦中含氢量约3%-5%。说明生焦是由于高沸点大分子稠环芳烃缩合和热烈化反应的结果[]。

减轻沉降器结焦状况, 除了改善提升管反应器运行工况减少液焦生成外, 还应做到:

3.1 加强沉降器及集气室的保温, 减少裂化油气在沉降器内的温度。

3.2 缩短催化裂化油气在沉降器内的停留时间。目前重油催化裂化装置采用提升管出口为粗旋快分、粗旋升气管与顶旋入口软连接等技术来快速分离油气和催化剂以缩短停留时间。

3.3 改外集气室, 避免集气室内的焦块掉进旋分器

4 沉降器顶旋结焦

沉降器顶旋结焦集中在升气管外壁和料腿翼阀, 造成料腿堵塞或者翼阀阀板卡住失灵, 导致催化剂大量跑损。

对于采用VQS或VSS的重油催化裂化装置, 由于正常生产时封闭罩内外温差大, 一旦切断反应进料, 催化剂循环量小, 极易使液焦在顶旋料腿翼阀凝结, 升气管外壁的焦块也容易脱落堵塞料腿、翼阀。所以, 催化裂化装置在切断进料后, 应迅速关闭进料喷嘴前手阀, 防止油品串进反应器;尽量维持反再两器催化剂循环, 必要时可提升沉降器催化剂料位掩盖住顶旋料腿翼阀, 避免该部位结焦[]。

参考文献

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反应装置 第8篇

目前,在工程结构隔震研究中,国内外学者对于水平隔震的研究开展了很多工作,而对竖向隔震的研究涉及较少。一般认为,水平地震对结构的破坏起控制作用,因此对隔震的研究长期以来集中在水平隔震上,并且在这方面已经取得了很多成果。但大量地震震害表明,竖向地震对结构物的影响有时是不能忽视的,它的作用有时会超过水平地震作用。由于结构竖向刚度大,其竖向固有周期与竖向地震波卓越周期相近,因而结构的竖向震动特性值得关注和研究。

对结构竖向隔震问题,Asano等考察了橡胶隔震层在Kobe地震下对结构竖向和摇摆振动的隔震作用[1];Lew等通过对结构的一些实测竖向地震反应记录的分析,认为较大烈度的竖向地震不会对隔震结构产生危害[2]。最近日本一些学者提出了利用传统的橡胶支座和普通弹簧、粘弹性阻尼器的组合结构进行水平向和竖向隔震,并进行了振动台试验[3]。但该机构使用普通的弹簧和阻尼器,竖向刚度较大,在有限范围内,又难以提供隔离竖向地震作用所需的阻尼,所以其竖向的耗能能力和隔震效果都有限。我国华中理工大学唐家祥教授在国内率先提出采用减少橡胶支座竖向刚度的途径来研究竖向隔震问题,开创了我国研究水平—竖向隔震支座先例。但由于橡胶支座同时也是竖向支撑元件,须保持足够的刚度和稳定性。因此橡胶支座的竖向刚度可减少范围非常有限,其竖向阻尼性能也较差,因而其隔竖向地震效果不可避免的受到影响。但这种方法用于设备基础的隔振具有十分优良的效果。

本文中所研究的水平—竖向复合隔震装置,由铅芯叠层橡胶支座和碟形弹簧竖向隔震装置串联组成,克服了上述缺点,能够有效起到隔离水平和竖向地震的作用,是一种新型的复合隔震装置。

2 设计内容

碟形弹簧竖向隔震装置的平面布局如图1所示:每个竖向隔震支座的压平荷载是6 t,在中间放一主碟形弹簧组(直径为80 mm),在直径200 mm的圆周上均布8个辅助碟形弹簧组(直径为40 mm)。

这种三维隔震装置下部为叠层橡胶,用来隔离水平地震作用,上部采用碟形弹簧竖向减震装置,以达到隔离竖向地震作用。通过试验、计算和分析,可知碟形弹簧竖向隔震装置具有较好的阻尼性能,阻尼比大约为0.18。

3 算例与分析

为了分析水平—竖向复合减震装置的减震效果,以某四层框架结构综合楼为例,同时输入水平和竖向地震波进行理论分析,柱网布置如图2所示,柱截面为400 mm×400 mm,梁截面为250 mm×500 mm,板厚100 mm,层高3 300 mm,抗震设防烈度为8度,Ⅱ类场地,设计第一组,采用C25混凝土,E=28 000 N/mm2。选择轴线进行计算。

水平隔震器采用夹层橡胶垫VP400;竖向隔震器的各参数参考前期试验结果为:竖向线性刚度20.0 kN/mm,屈服后刚度13 kN/mm,阻尼比0.2。

为了计算上的简化和讨论问题的方便,本文对计算模型作如下假设和简化:1)楼板在其自身平面内为绝对刚性,在平面外的刚度很小;2)进行地震反应分析时,构件的竖向和横向刚度仅考虑轴向刚度,不考虑梁的剪切刚度和弯曲的影响;并且所有构件仅考虑竖向平动位移,不考虑摇摆反应和自身的扭转反应;3)对水平隔震和竖向隔震分别进行分析,不考虑二者的耦合作用;计算结构的地震响应时,分别在水平方向(沿X和Y方向)输入两条地震加速度记录,在竖直方向(沿Z向)输入地震加速度记录。地震波记录采用适合Ⅱ,Ⅲ类场地土的El Centro波。本文采用SAP2000软件对复合隔震结构和非隔震结构进行时程响应非线性对比分析。

对该工程实例的动力特性进行了计算分析,首先由表1分别给出结构的水平和竖向基本自振周期,可以看出,隔震结构的水平基本周期是2.466 47 s,基本频率为0.405 Hz,竖向基本周期为0.606 46 s,基本频率是1.65 Hz;而非隔震结构水平基本周期为0.769 62 s,基本频率为1.3 Hz,竖向基本周期为0.228 24 s,基本频率是1.3 Hz;然后由表2给出的同一结构在3-D地震波作用下的自振周期,可以看出,非隔震结构的基本周期是0.769 50 s,基本频率是1.3 Hz,复合隔震结构的基本周期是2.416 38 s,基本频率是0.414 Hz。因此可以说水平—竖向复合隔震支座分别延长了结构的水平和竖向基本周期,更主要的是较好的延长了3-D地震波作用下结构的基本周期。

复合隔震结构层间最大位移的计算结果见表3。

计算得到的结构自振周期为:隔震结构的基本周期为2.416 38 s,基本频率为0.414 Hz;而非隔震结构基本周期为0.769 50 s,基本频率为1.300 Hz;即隔震支座延长了结构的基本周期。

4 结语

1)水平隔震后结构的各层剪力比相应的非隔震结构小33%以上,复合隔震后可以减少40%左右。因此,可以说明橡胶支座和复合隔震装置有效的减小了水平地震作用;

2)竖向隔震后结构的各层轴力比相应的非隔震结构小35%以上,复合隔震后可以减少42%以上。因此,可以说明碟形弹簧竖向隔震装置和复合隔震装置有效的减小了竖向地震作用;

3)水平隔震结构的最大层间位移比隔震前平均减少46%;竖向隔震结构可以减少30%左右,复合隔震结构可以减少50%以上,证明隔震结构能够显著降低上部结构的地震反应,隔震结构的主振型表现为上部结构的整体平动,变形集中在隔震层;

4)水平和竖向隔震结构的水平和竖向自振周期比相应非隔震结构的分别延长了220%和166%左右,复合隔震结构的自振周期延长了能够有效避开地震动的峰值加速度。

摘要：提出了一种水平—竖向复合隔震装置,以一栋四层框架结构为例,对其水平和竖向地震反应进行了分析,研究结果表明,复合隔震装置能简单有效地解决建筑结构的复合基础隔震问题,是一种理想的复合隔震装置。

关键词：水平—竖向,复合隔震装置,减震效果

参考文献

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[3]刘季.我国结构竖向地震作用的研究[A].中国抗震防灾论文集[C].1976~1986.

C50堆肥反应器除臭装置的设计 第9篇

规模化的养殖场每天都会产生大量的畜禽粪便。2009年全国畜禽粪便产生量为32.64亿t,并带有大量病原体、重金属和杂草种子等。如果对畜禽粪便不加处理,生态环境会遭到巨大危害。而畜禽粪便中含有丰富的氮、磷、钾等营养成分,其中90%都是可降解的化合物,所以对畜禽粪便进行无害化、资源化处理,不但可以减少对环境的污染,还可以对畜禽粪便有效利用。好氧堆肥是畜禽粪便处理的主要方式之一,近年来发展较快,随着环保要求的提高,堆肥臭气的处理成为亟待解决的难题。

在过去的20年中,为了减少气味的产生,人们对管理方法和操作技术进行了多种探讨。除臭技术根据原理不同分为物理法除臭、化学法除臭和生物法除臭。其中,有效去除异味的方法包括:(1)活性炭吸附法。使用活性炭、硅胶等多孔物质作为吸附剂,采用活性炭吸附法除臭效率较高;但吸附饱和时就必须更换活性炭,成本较高。(2)化学反应法。用硫酸去除氨气,用碱去除硫化氢和其他有机硫化物。这种方法系统稳定、除臭效率高、成本投入大,适用于对除臭要求很高的环境。(3)生物除臭法。一般通过建造生物滤池,让含有恶臭气体的空气通过潮湿、多孔的滤池材料,利用自然界微生物生化反应分解异味化合物,将氨、硫化氢、硫醇等分解为CO2和水,降低污染物浓度。生物除臭法操作简单、通用性强、价格低廉、维护方便。

综上所述,设计一种生物滤池对C50堆肥反应器工作过程中释放的臭气,进行生物除臭。

1 恶臭产生与除臭机理

1.1 恶臭的产生

养殖场储粪池或者畜禽粪便在堆肥过程中,有机物在好氧细菌和厌氧细菌的作用下,被分解为CO2、水、氨气、硫化氢、硫醇类和挥发性烷基硫化物等,如图1所示。其中的氨气、硫化氢和硫醇等,具有可溶于水、气味强度大等特点,长时间处在这种环境中,会使人头痛、恶心、呕吐,眼睛、鼻部和喉部受刺激。恶臭气体排放到大气中后会加剧空气污染,已经成为社会公害。

1.2 生物滤池除臭原理

对生物法除臭原理研究,荷兰学者Ottengraf根据传统的吸收双膜理论,提出吸收-生物膜理论。

潮湿的滤池材料会在表面形成一层液体膜,微生物聚集在液体膜与滤材之间。根据吸收-生物膜理论,恶臭气体通过气膜扩散进入到液膜;然后,具有刺激性气味的气体溶解于液膜,由于液膜两侧有浓度差,恶臭成分进一步扩散到微生物膜,被微生物吸收。这些有机的污染物作为营养物质,在微生物代谢过程中被分解,最终转化为CO2和H2O,成为无污染性气体,排放到周围环境中。

2 滤池的技术参数

生物滤池的技术参数主要包括气体的流量、停留时间、垫料的种类、滤池的规格、水分控制、维修与成本等。

2.1 垫料种类

垫料为微生物的生长、繁殖提供所需的水分和营养成分,为让空气可以容易通过滤池材料,减小压降,还要有高的孔隙率。垫料的选择要考虑以下几点:(1)孔隙度高;(2)水分承载能力强;(3)营养成分高;(4)分解速度缓慢。表1列出不同垫料的特性。根据垫料的特性混合使用,会取得更好的效果。

作为生物滤池的垫料,需要有50%~80%的孔隙度,养殖场用滤池通常采用木屑与堆肥混合作为垫料。木屑提供孔隙空间,堆肥可以提供微生物来源,并为微生物生活提供营养环境。研究表明,养殖场生物滤池堆肥与木屑的混合质量最低比例是3∶7,最好不要超过5∶5,因为堆肥或者其他细小颗粒添加的越多,垫料就会变得压实,导致孔隙度变低。

2.2 滤池停留时间

停留时间是气体通过滤池,与生物滤池中垫料接触时间的总和。停留时间越长,滤池垫料处理气体异味化合物的时间就越长。停留时间取决于所要处理的气体类型和异味化合物浓度。

实际设计过程中,停留时间可以用空床接触时间代替。空床接触时间是用滤池垫料体积(m3)除以空气流速(m3/s)。由于滤池垫料不能完全填充在滤池中,空气通过垫料之间的实际时间比空床接触时间短。因为实际接触时间很难去测定,一般计算中使用空床接触时间代替。表2中列出了去除90%的异味化合物所用的停留时间。这个停留时间并不取决于选取的滤池垫料,垫料是堆肥与木屑混合,比例大约为4∶6。

根据表2,本文设计除臭装置主要用于畜禽粪便堆肥中产生的恶臭气体,大部分是H2S和SO2,所以滤池的停留时间选为23s。

2.3 空气流量

通风的目的是向堆肥设备中提供氧气、去除设备中多余水分以及带走微生物发酵放出的热量,使堆肥发酵保持在适宜的温度下。其次,强制通风可以将堆肥设备中产生的恶臭气体通过曝气管道输送到生物滤池中,进行处理。

据《城市生活垃圾好氧静态堆肥处理技术规程》机械通风时,对好氧速率进行跟踪测试,及时调整通风量,标准状态下的风量选宜为每立方垃圾0.05~0.2m3/min。徐红等人研究了时间-温度联合控制的强制通风污泥堆肥技术,得到通风量应在3.3m3/(ht)左右。赵鹏等通过对污泥厂发酵处理研究,当堆肥配比为污泥:回料=1∶1时,得出满足微生物最佳氧气浓度要求的通风频率为:通风30min,停45min,风量为0.076m3/(minm3)。

通过综合考虑,选择风量为0.07m3/(minm3),所配套C50堆肥反应器容积为50m3,堆肥设备中泄漏系数按0.15计算。

堆肥通风量为

2.4 滤池体积计算

要确定滤池体积,则需要知道空气流量、停留时间和滤池垫料深度。对于开放式生物滤池,垫料厚度的增加,会增加气体化合物与垫料的接触时间,从而使微生物可以完全分解;但当滤池垫料太高时,又易造成压实,导致孔隙度下降。随着深度增加,气体穿过垫料的风压也需要增加,从而使成本增加。所以,一般的生物滤池垫料高度为30~100cm。本文设计滤池高度取55cm。

1)滤池体积为

式中V滤池体积(m3);

Q气体流量(m3/min);

EBCT停留时间(s)。

2)滤池面积为

式中A滤池表面积(m2);

D滤池垫料深度(m)。

3 滤池设计

3.1 生物滤池整体结构

生物滤池是由风机、侧壁、沥出底板、前后板、垫料支撑装置、曝气系统、喷淋装置和垫料组成,如图3所示。本文所研究的生物滤池主要用于处理堆肥设备产生的恶臭气体,经过生物滤池处理后,气体中无污染性化合物,所以生物滤池是开放式的。

风机一侧与堆肥设备相连,把堆肥设备产生的有气味的气体送入生物滤池中。通过曝气管道把气体均匀分布在生物滤池垫料支撑装置下方容积中,由于输送过来的气体压力超过外界大气压,所以气体就从垫料支撑装置通过,进入垫料中。经过垫料中微生物的好氧发酵,把具有异味的化合物分解,达到排放标准,最后通过上方向周围环境中排放无污染的气体。

3.2 沥出底板

沥出底板(见图4)主要由密封垫、支座、底板和地漏组成。沥出底板主要是用来安装垫料支撑装置、收集与排放沥出液及支撑曝气管道。底板采用“V”型设计,方便两侧沥出液向中间聚集;沥出底板进风口安装有垫片,使得整体具有斜度,在另侧设有地漏,经过一定时间,将地漏打开,排除沥出液。

1.风机2.侧壁3.沥出底板4.前后板5.垫料支撑装置6.曝气管道7.喷淋装置

1.密封垫2.支座3.底版4.地漏

3.3 侧壁

侧壁(见图5)由堵板、密封垫、支撑筋及壁板组成,和前后板一起构成生物滤池整体框架。壁板下方与沥出底板接触部位具有开口,将外侧堵板取下后,可通过这个开口清扫漏下的垫料。

1.堵板2.壁板3.横密封垫4.支撑筋5.竖密封垫

3.4 曝气系统

曝气系统由曝气风机、曝气管道及其附件组成。

曝气管道的布置,是为防止气体只在入口处排放,不能均匀进入垫料中,导致大部分垫料无法有效地处理恶臭气体,影响整体除臭效果。图6所示为曝气管道布置图和曝气孔位置。

曝气管道内径90cm,在分配管道上开有2孔,由于入口处空气压力较大,随着空气的释放,气压降低,所以孔径分别为50、70cm;末端不封闭,形成阶梯状分布,使曝气分布效果良好,为滤池垫料整体除臭创造条件。

3.5 喷淋装置

滤池垫料水分保持在50%左右会有助于形成生物薄膜,增加垫料除臭效果。随着气体的流动,滤池垫料中水分会通过空气带走进入外界环境,使垫料含水量逐渐变少,需设计喷淋装置,如图7所示。其用来增加滤池垫料的水分含量,保持良好的除臭效果。

喷淋装置安装在生物滤池上方,水流支管内径32mm,在支管下侧设置喷淋孔,安装喷头;两边有水管支撑,将水管支撑固定在左右侧壁上。

4 滤池的应用试验

4.1 试验条件和方法

堆肥设备为中机华丰(北京)科技有限公司设计的C50堆肥反应器,有效容积为40m3,试验原料为养殖场鸡粪,采用风机通风。堆肥反应器为全密闭式,顶部有通风管道经过风机与除臭装置相连。垫料布置,支撑装置上方铺一层鹅卵石。

采样点选择在滤池进气口和滤池排气口,垫料是堆肥层与木屑秸秆层,混合比例为4∶6,保持垫料水分含量52%左右,计算臭气浓度去除率。

4.2 试验结果

生物滤池去除NH3的效果如图8所示。堆肥过程经历3个阶段:升温期、高温期和熟化期。升温期内粪便开始分解,微生物开始生长繁殖,在5~8天内进入高温期,微生物活性增加,新陈代谢加快,分解粪便有机物产生臭气也越来越多,随着堆肥天数的进一步增加,粪便有机物大部分被分解完全,进入熟化期,产生臭气开始降低。

经过滤池处理,出口处的氨气浓度大大降低,在堆肥升温期内,产生臭气较少,生物滤池去除臭气化合物在90%以上;但到高温期,堆肥产生臭气大大增加,滤池只能处理大部分臭气化合物,去臭率在80%左右;熟化期后,产生臭气量降低,生物滤池去除臭气率升高。

5结论

1)设计的“V”型底板方便了沥出液的收集,减少了对底板的腐蚀;堵板可拆卸化也方便了落料的清理,保持了除臭装置整体的干净、整洁。

2)确定生物滤池的基础参数为:将垫料为4∶6堆肥与木屑秸秆的混合,停留时间为23s,空气流量为4.12m3/min。

3)生物滤池对堆肥设备产生的臭气去除效果显著,可以大大降低恶臭气体的排放,减轻了环境污染,使养殖场环境得到改善。

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反应装置 第10篇

中韩乙烯聚丙烯JPP装置采用日本HORIZONE气相法工艺技术,即由气相卧式搅拌反应器和高效催化剂,在近似活塞流的气相釜中聚合,该工艺可生产均聚、无规、一般抗冲和高抗冲牌号。

聚丙烯的很多应用领域要求其具有较高的韧性,抗冲聚丙烯是通过在均聚聚丙烯中加入橡胶制备的,丙烯均聚后再使丙烯与乙烯共聚而生成乙丙橡胶,中韩乙烯JPP装置生产的抗冲共聚物的总乙烯质量分数在10%左右,橡胶相的量控制在20%~50%,橡胶相中乙烯含量控制在35%~50%,抗冲聚丙烯是在气相反应器中加入乙烯,由橡胶相的多少来调节聚丙烯产品的抗冲性能,但乙烯的加入同样会使产品黏度增加,给生产操作带来一定的风险和难度,本文主要对本装置曾出现的第二反应器穹顶严重堵塞而造成停工问题的分析和总结,以便在后续生产中有效地降低这些情况带来的停工风险,保证装置稳定运行及产品质量提升。

一、HORIZONE工艺简介

本装置以丙烯为原料,乙烯为共聚单体,H2为分子量调节剂,HORIZONE气相法工艺的主要特点:反应器是一卧式带搅拌反应釜,反应器中的丙烯在气相状态下连续聚合,反应器部分填充聚合物粉末,由搅拌器进行搅拌。催化剂浆液送至反应器的上游区域并分散至粉料层。喷射到反应器粉末层表面的循环液体丙烯(急冷液)蒸发后撤走聚合反应热。蒸发的丙烯蒸汽(尾气)离开反应器,在旋风分离器中分离聚合物粉末和气体,分离出的粉末由循环气喷射器送回反应器。尾气则在循环气冷凝器中部分冷凝,未冷凝循环气从反应器底部进入到粉料层。

从反应器出来的粉料利用压差输送至袋式过滤器内,其压力是20k Pa G,袋式过滤器内的较低压力有助于除去粉料中的易挥发成分,粉料从袋式过滤器旋转加料器进入到脱气仓内。脱气仓的设计基于粉料的停留时间是三个小时,然后输送至粉料进料罐内。粉料进料罐出来的聚合物粉料通过加料器计量后,通过送混合器送至挤压造粒单元。添加剂根据重量进料速率设定的比值直接加入到粉料加料器内。

二、反应器内粉料易结块的原因

中韩石化聚丙烯JPP装置发生穹顶结块问题后经技术人员多次分析后判断由于粉料活性过高引起的。

假定,含两种单体Mi和Mj的二元聚合体系存在以下4种链增长的稳态反应;

式中,kii为末端链节为Mi*的增长链与单体Mi的增长反映常数;kij为末端链节为Mi*的增长链与Mj单体的增长反映常数;kji为末端链节为Mj*的增长链与单体Mi的增长反映常数;kj为末端链节为Mj*的增长链与单体Mj的增长反映常数。

单体Mi、Mj的消耗速率可用下式表示;

从稳态假设可知:

进而得到:

式中,竞聚率γi表示单体Mi和Mj分别与末端为Mi*的增长链反应的相对活性;竞聚率γj表示单体Mj和Mi分别与末端为Mj*的增长链反应的相对活性。因为乙烯双键附近的空间位阻比丙烯的小,所以乙烯竞聚率高于丙烯,当反应器中粉料活性过高或活性波动大时,过高的活性中心将使乙丙橡胶趋向于乙乙橡胶,而乙乙橡胶会增加聚合物的粘度,在短时间内大量带活性的细粉堆积聚合,发生粘连结块,造成穹顶结块,并不断堆积加厚,大量还有活性的细粉被带入后续系统,造成系统堵塞,结块的根本原因主要是催化剂在反应器中的破碎,由于细粉较多时,聚合反应放出的热量无法及时撤出,而且循环气气速过高,夹带细粉量大,最后被夹带的细粉粘在内壁粉继续反应,产生结块,本文从怎么以上三个原因去分析和制定对策。

三、减少反应器内结块的措施

1. 提高催化剂颗粒的抗破碎性能

聚合物是在多孔催化剂颗粒的内外表面生成的,数量不断增加的聚合物压迫催化剂孔道,造成催化剂颗粒的破碎,破碎过程与催化剂颗粒的机械强度有关,最终受催化剂的配方和制备方法的影响,催化剂的破碎不但会对聚合过程以及产品质量产生重要的影响,而且会导致反应器细粉的增加,过多的带有活性的细粉,在气相反应器中反应加剧。产生的局部热不能及时扩散到气相中而使物料熔融结块。同时,细粉容易吸附于反应器壁上,在反应器壁熔融结块粘在器壁。我们对JPP装置结块物料物性进行分析。

JPP装置催化剂在进入反应器内发生主聚合反应之前实际需要进行预处理,HORIZONE气相法聚丙烯的催化剂预聚合倍数是在2克(聚合物)/克催化剂的收率上进行设计的,为降低粉料活性,一方面可依据催化剂破碎特点,适当的增加丙烯加入量,确保催化剂表面和孔道被包裹的更加充分,另一方面控制催化剂预处理罐的温度恒定,防止催化剂在预处理的时候温度随环境温度波动而影响活性,这样既保证了催化剂在进入反应器时因反应剧烈而破碎产生大量的细粉,又可以保证预聚后的催化剂活性稳定。

2. 增加空气即活性抑制剂

JPP装置发生穹顶结块问题后,通过分析结块的原因,发现返回第二反应器的带活性的细粉,被循环气夹带进入穹顶,粘附在内壁上,发生聚合反应造成的,结合R-251穹顶温度从5月份后波动增大,最高时超过正常温度50℃,增加一定量的活性抑制剂到穹顶内,生产高橡胶相和高融指产品时,当穹顶温度飞升时,快速打开调节阀引一股抑制剂,将此处粉料活性杀死,防止聚集结块,也可以给一定量的抑制剂持续加入到反应器内,防止细粉在穹顶处聚合结块,降低在穹顶内发生反应的几率及反应强度,同时保证了反应器内反应稳定。

3. 适当减少第二反应器循环气流量和降低第二反应器料位

为保证催化剂和丙烯在反应器中发生充分的聚合反应,同时撤走反应热,因此急冷液的加入是过量的。液相丙烯在反应器内床层表面气化后,从反应器的两个穹顶上升,经过沉降,大粒径的粉料会沉积到反应釜中,但是细小的颗粒会夹带在循环气中。反应器穹顶的功能是避免循环气中夹带直径大于55m的聚合物粉料。循环气旋风分离器可以进一步的将循环气中的细粉分离出来,经过喷射器送回反应器。料位过高会减小穹顶的相对沉降高度,从而导致更多细粉被夹带,加重穹顶负担,这样就不难理解降低第二反应器料位的重要性了。

对于卧式搅拌床反应器而言,床层物料的混合通常是借助搅拌桨的作用来实现,这与传统的立式流化床反应器借助底部大量通气而产生气泡实现床层混合的情况有很大的区别。卧式搅拌床反应器底部通气量一般比流化床反应器的通气量要小得多,这种较小的通气量本身不足以使床层明显膨胀,而只是为了改善某些不凝气体与床层的混合,例如共聚生产时从底部通入的乙烯气体以及调节聚合物分子量分布的氢气。实验中,以门型叶片桨为例,着重考察了底部循环气对功率的影响。不通气/通气时卧式搅拌床反应器搅拌功率的比较(Po不通气时功率,Pg通气时功率),循环气量为16m3/h(共有4个管路,每管路流量为4m3/h)。

通气时搅拌功率减小,但是变化不大,相对偏差不超过10%。原因在于卧式搅拌床底部通气量一般比流化床反应器的通气量要小很多。这种较小的通气量仅使釜内物料处于亚流化状态,而且仅有底部吹气口附近物料的空隙率增大,该部分粉料对整个床层搅拌功率的影响不大。因此,在卧式搅拌床反应器底部通气速率的正常范围内,底部循环气变化对搅拌功率的影响一般可不予以考虑,另外,第二反应器中的负荷远低于第一反应器,为减少循环气中夹带的细粉,可适当降低第二反应器中的循环气流量。

四、结论

本文分析了聚丙烯JPP装置发生穹顶结块的原因,即由于反应器穹顶处的循环气携带的细粉过多,而且大量仍有活性,加上时间的积累,造成细粉沉积结块。通过上述分析,提出了三个处理对策:

1.优化催化剂的配制过程,保护催化剂粒子形态完整;

2.增加抑制剂加入点,对细粉易结块处进行“点刹”降低粉料的活性;

3.降低第二反应器的循环气量和降低料位来降低循环气中细粉的夹带。

通过对工艺参数调整后,可以帮助装置运行平稳,保证设备发挥出最大的效益,使产品质量达标,增强聚丙烯JPP装置产品的市场竞争力和占有率,并对节能降耗有一定的意义。

参考文献

[1]PP-JPP装置原理及技术,中国石化武汉80万吨/年乙烯工程项目管理部.

[2]洪定一主编.聚丙烯——原理、工艺与技术.北京:中国石化出版社.

[3]应圣康.余丰年.共聚合原理.北京:化学工业出版社,1984.

[4]JPP技术手册,日本聚丙烯公司(JPP)2010.