催化反应器设计（共12篇）
催化反应器设计 篇1
1 前言
反应器[1]是食品添加剂、芳香除臭剂、脂肪酸及其衍生物等行业生产中的关键设备, 是生产过程中一系列设备中的核心设备, 反应器的型式、尺寸大小等, 在很大程度上决定着产量和质量, 因此反应器的选型、设计计算和选择最优化的操作条件, 是化工生产中极为重要的课题。[2,3]
反应器多种多样, 根据结构型式可分为塔式反应器、管式反应器和釜式反应器。根据操作方式可分为间歇、连续、半连续 (或半间歇) 三种方式。管式反应器是应用较多的一种连续操作反应器, 常用的管式反应器有水平管式反应器、立管式反应器、盘管式反应器和U形管式反应器等型式。由于管式反应器结构简单、加工方、便耐高压、传热面积大, 特别适用于强烈放热和加压下的反应, 易实现自动控制、节省动力、生产能力高等特点, 因此广泛用于气相、均液相、非均液相、气液相、气固相、固相等反应。为保证式反应器内具有良好的传热与传质条件, 使之接近于理想置换反应器, 一般要求流体在管内作高速湍流运动。[4,5,6,7]管式连续换热催化反应器设计的基本内容是:选择合适的反应器型式;确定最佳的工艺条件;计算需要的反应器体积。设计计算中所应用的基本方程式是物料衡算式、热量衡算式和反应动力学方程式, 反应过程如有较大的压力降并影响反应速度时, 还要加上动量衡算式。管式连续换热催化反应器的设计计算也就是上述方程组的求解。[8,9]
2 反应动力学方程式
工业上长径比大于30的管式反应器可视为活塞流反应器, 此时可假设通过反应器的物料沿同一方向以相同的速度向前运动, 无轴向返混。在定常态下, 反应器内物料的各种参数, 如温度、浓度和反应速率等, 仅随流动方向变化, 而不随时间变化。[4]对于管式流动反应器, 由于反应物浓度和反应速度等随位置而变化, 常用单位反应体积中反应物的物质的量的改变来表示反应速度
式中:rA为以组分A表示的化学反应速度, kmol·m-3·h-1;FA为组分A的流量, kmol/h;VR为反应器的有效体积, m3。
影响反应速度的因素主要是温度、压力和反应物浓度, 表示反应速度与影响因素间函数关系的式子称为反应动力学方程式。对于n级不可逆反应, 其动力学方程式可写成
式中:K为反应速度常数,
m3 (n-1) ·h-1·kmol1-n;n为反应级数;CA反应物A的浓度, kmol/m3。[2]
反应动力学方程式通常由实验确定。
3 物料衡算[8,9]
由于反应器内温度和反应物浓度等参数随空间或时间而变, 化学反应速度也随之改变, 因而必须选取上述参数不变的微元体积和微元时间作为物料衡算的空间基准和时间基准。
对理想管式流动反应器建立物料衡算式, 可以得到理想管式流动反应器的基础设计方程式。物料在管式流动反应器内进行理想置换流动时, 物料衡算式有如下特点:[10]
①物料流动处于稳定状态, 反应器内各点物料浓度、温度和反应速度均不随时间而变, 故可取任意时间间隔进行衡算。
②沿流动方向物料浓度、温度和反应速度的改变。
③稳定状态下, 微元时间、微元体积内反应物的积累量为零。因而理想管式流动反应器物料衡算式为
此式又可改写成
式中:τC为管式流动反应器的空间时间, h;FA0为入口处反应物A的物质的量流量, kmol/h;FA为任一截面反应物A的物质的量流量, kmol/h;V0为进口处总物料流量, m3/h;CA0为入口处反应物A的摩尔浓度, kmol/m3。
物料衡算式给出了反应物浓度或转化率随反应器内位置或时间变化的函数关系。
4 热量衡算
反应均有显著的热效应, 因此随着化学反应的进行, 物系的温度也有所变化, 而温度变化又会影响反应速度, 必须通过热量衡算计算反应器内各点温度 (或各个时间的温度) , 进而确定该点 (或该时间) 的化学反应速度。[11]
与物料衡算一样, 应选取温度和浓度等参数不变的微元时间和微元体积为基准。计算热量时, 同一热量衡算式内各项热量应取同一基准温度。
热量衡算式给出了温度随反应器内位置或时间变化的函数关系式。
物料衡算式、热量衡算式和反应动力学方程式是相互依存、紧密联系的。
在物料衡算和热量衡算联立方程时, 必须知道反应器内物料流动混合状况, 因为流动混合状况影响着反应器内的浓度和温度分布。生产实际中, 细长型的管式流动反应器, 可以近似地看成理想置换反应器。
5 管式反应器的数学模型[12]
反应器的设计在20世纪60年代以前都是采用经验方法, 即根据已有的生产厂家生产装置的生产规模, 进行相同生产条件、相同结构生产装置的设计。经验设计的局限性很大, 只能在相近条件下估算反应器的体积。如果改变反应过程的工艺条件或改变反应器结构, 以改进反应器的设计, 或者进一步确定反应器的最优结构、最优操作条件, 经验设计是不适用的。
数学模型方法是一种比较理想的反应器放大方法, 其实质是通过数学模型来设计化学过程本质的动力学模型和反映传递过程特性的传递模型, 预测不同规模的反应器工况, 优化反应器操作条件。
根据前述的管式反应器计算基本方程式, 可得
对于密度变化不大的液相反应或摩尔数无变化的等压反应, 物料的体积流动速度V0可近似认为是常数, 此时有:
若已知反应动力学方程式 (rA) =kf (CA) , 则可代入上式用Simpson法积分即可得到所要求的转化率下需要的反应器的体积, 此即反应器的设计问题。
在工业上, 有时管式反应器没有必要在等温下操作, 这是由于化学平衡、选择性及最佳得率等方面的因素所决定的, 或者简单来说是由于等温操作在经济上和技术上是不适宜的。此时, 在反应器设计中就必须考虑能量方程, 其表达式为:
在某些情况下, T对xA极其敏感, xA的较小变化可能会造成T的较大波动, 甚至会造成T值的发散。因此, 有时需采用另一种形式的能量衡算式, 即
上式中, U为传热系数, 按下式计算:
αk、αr、Ak、Ar的计算方程参考有关传热计算方程。
6 数学模型方程的求解
倘若给定转化率, 并且反应器的温度恒定, 即可用变步长Simpson法确定出反应器的体积。设
①首先用梯形公式计算
②用变步长梯形法计算
③用Simpson法求积分式计算
④若|S2n-Sn|<ε, 则结束, S2n即为所求积分的近似值VR。若|S2n-Sn|≥ε, 则令 , 重复 (2) 与 (3) 计算, 直到最后满足要求|S2n-Sn|<ε, 得到VR。VR确定后, 其他操作参数, 如加热或冷却介质的流量、温度和换热器的配置等即可根据确定。[12]
倘若是给定VR求xA, 即对过程进行模拟, 则可用如下微分式
对上两式可用Runge-Kutta法进行求解, 得VR或l为给定值时的xA。
7 结论
进行一个特定的化学反应, 采用数学模拟法完成反应器的放大设计后, 还需结合反应特点通过对反应器的性能进行比较而选择适宜的反应器型式和操作方式。比较的依据为:第一, 生产能力, 即单位时间单位体积反应器所能得到的产物量, 也就是在得到同等产物量时所需反应器体积大小的比较。第二, 反应的选择性, 即主副反应产物的比例。副产物的多少影响着原料的消耗量、分离流程的选择及分离设备的大小, 因此应选择能提高主反应产物的操作方式。反应的选择性往往是复杂反应的主要矛盾, 采用数学模拟法可使这一反复过程变得相对简单些。[13,14]必须指出, 采用数学模拟法并不是说可以完全脱离实验数据, 相反, 它需要更为精确的实验数据验证模拟计算过程和结果正确性, 只是需要的实验量较小。
催化反应器设计 篇2
为了在道路交通工程中利用二氧化钛光催化材料降解汽车尾气中NOX、CO2、O2、CO、HC有害气体,根据二氧化钛光催化机理和特性,研究确定了对光催化材料的测试方法,设计了测试系统的硬件和软件系统.利用该测试系统对二氧化钛光催化降解材料的实测表明:测试系统设计方案合理,运行稳定、可靠,既可满足对二氧化钛光催化降解材料的`测试,又可对汽车尾气进行实时检测.
作 者：韩相春 白海莹 关强 李宏刚 都雪静 Han Xiangchun Bai Haiying Guan Qiang Li Honggang Du Xuejing 作者单位：韩相春,Han Xiangchun(东北林业大学,哈尔滨,150040)
白海莹,Bai Haiying(黑龙江省交通厅)
关强,李宏刚,都雪静,Guan Qiang,Li Honggang,Du Xuejing(东北林业大学)
催化反应器设计 篇3
关键词：厨余垃圾；动态堆肥；反应器；设计；测评
中图分类号： X799.3文献标志码： A文章编号：1002-1302（2014）01-0329-03
收稿日期：2013-05-22
基金项目：河海大学大学生创新创业训练计划（国家级）（编号：201205XCX014）。
作者简介：蔡旺炜（1991—），男，广西昭平人，从事城市生活垃圾“三化”处理技术研究。E-mail：caiwangwei2010@163.com。
通信作者：王为木，博士，副教授，主要从事农业生物环境领域研究。E-mail：wangwm@hhu.edu.cn。厨余是指食物残余和食品加工废料，是餐厨垃圾中的固体废弃物[1]，其主要理化特性有含水率、有机质、油脂和盐分含量高，含多种微量元素，易腐易臭，具有资源化利用的良好条件，但若不及时妥当处理，会对环境产生诸多负面影响[2]。据估计，2000年我国城市厨余垃圾年产量超过4 500万t，且长期以混合收集填埋为主要处理方式，餐饮业厨余垃圾则主要由城郊禽畜养殖场收集，直接用于禽畜养殖，目前已经暴露出较为严重的环境和食品安全问题，厨余垃圾无害化、资源化、减量化处理已日益为人们所关注[1，3]。家庭厨余垃圾的产生普遍具有量小、分散和持续性的特点，给城市生活垃圾的收集、运输和处理造成较大的困难。
动态好氧堆肥是指允许实时进料、出料的堆肥技术，具有周期较短、操作简单、产品品质较好等优点[2]，尤其可以满足及时处理原料的需要，避免原料的积累，在家庭或社区使用可以处理厨余垃圾，能够有效避免厨余垃圾的腐败，保护环境。动态堆肥要求尽可能减小反应器中处于不同转化阶段的物料相互之间彼此影响，这就使得反应器一般结构较复杂，且内部可调控程度要求较高，因而更适用于中小规模的堆肥处理。目前，国内有关厨余垃圾动态堆肥和动态堆肥反应器的研究报道较少。
好氧堆肥中，原料经一定预处理后进入不同的反应器系统中，虽然受堆肥规模、通风方式和反应器构造的影响，所经历的堆肥过程不完全相同，但是，都应达到堆肥基本的腐熟标准[4-9]。笔者根据“总体设计—模块设计（主体箱模块—搅拌模块—辅助箱模块—供排气模块）”的思路设计了一款处理能力为5 kg/d的小型厨余动态堆肥反应器，并进行了性能测评，以期为厨余垃圾动态堆肥试验研究提供一种实用的反应器系统。
1总体设计
1.1功能需求
設计一款用于实验室动态堆肥小试研究的微生物反应器，应具有完成堆肥全过程、物料自动转运、堆肥产品贮纳、方便取样测温、供气流量和搅拌频率可调控等功能特性，内部环境可视，结构可拆卸组装。
1.2约束条件
承重：以日投放5 kg原料，发酵周期16 d，贮纳4 d，且无减容计算，物料总重上限为100 kg。环境温度：小型反应器只能达到中温堆肥[4-7]，内环境最高温难以超过60 ℃，外环境取决于南京当地气温，最低以-5 ℃计算。
1.3原理方案
反应器原理方案示意图见图1。反应器系统分为主体箱、搅拌、辅助箱、供排气及支架等5个模块进行设计、制作和组装，在主体箱底部和辅助箱底部的隔层下分别设有供气布气层。主体箱的3个仓室同时进行间歇性搅拌；在辅助箱中进行深化腐熟，这是降温腐熟的延续和发展，有助于提高堆肥产品的品质；反应仓室间的物料转运是反应器运行后自动完成的。圆角框既表示堆肥阶段，也代表反应仓室，每个仓室都应允许进行取样测温；除标明了供、排气的箭头外，其余箭头均表示物料转运方向。
2模块设计
2.1主体箱
由于内环境可视化需求，保证结构刚度，应选用10 mm厚有机玻璃为主体箱材料，因堆肥需搅拌，故主体箱应为圆柱形。主体箱分为上、中、下3个仓室，物料在各仓室停留时间有所不同，且在仓室间可自动转运，因此隔层构件应具备调节物料转运速率的功能。上、中隔层设计为螺旋倾斜结构形式，开缺口，其开合度可调；下隔层为一侧倾斜，低处与辅助箱隔层相接。根据式（1）计算主体箱总有效容积应在62.5～150 L，各仓室有效容积为上15.7～37.5 L、中23.5～62.5 L、下23.3～50 L。
V=5/ρ×t/（1）
式中：V为有效容积，L；5指反应器处理能力，kg/d；ρ指物料密度，取0.8 g/cm3；t为停留时间，d；Φ指有机负荷率，为物料体积与有效容积比，对仓室堆肥，50%～80%较适宜。
根据所选材料和加工条件，确定主体箱内径为38 cm、高75 cm；螺旋倾斜隔层选用2 mm有机玻璃板，均匀分布开 1 mm 孔，以利于通气和渗沥液下滴，开30°扇形缺口，上隔层缺口外沿高度差设为5 cm，中隔层缺口外沿高度差设为 3 cm。下隔层高侧离箱底5 cm，低侧离箱底3 cm，底部为渗沥液收集层和供气布气层。搅拌轴外套筒外径为2.5 cm。搅拌叶体积忽略不计。根据以上数据，由式（2）验算主体箱总有效容积为77.9 L，满足式（1）计算结果。上、中、下仓室高度（从隔层最低处算起）根据原理图中物料停留时间大致分别确定为20、25、27 cm，根据高度分别算得各仓室实际有效容积为上21.6 L、中27 L、下29.2 L，均满足式（1）计算结果。
nlc202309041919
V′=111 000[π14（d2-D2）h-112∑π14d2Δh-π14d2hh+hl12]（2）
式中：V′为实际有效容积，L；d、D分别为箱体内径和搅拌轴套筒外径，cm；Δh为螺旋隔层缺口高度差，cm；系数1/2是指每个螺旋隔层所占容积为高度Δh圆柱体体积的一半；hh、hl分别指下层高侧和低侧距箱底高度，cm。
上隔层最低处对应下隔层最高处，缺口对应箱壁处设置可移动扇形挡板以控制缺口开合度，隔层构件由箱体内壁支点和搅拌轴套筒支点共同支撑，可拆卸。在各仓室隔层高度适中位置对应的箱壁上开取样测温口，可开闭。箱体上置箱盖，通过法兰与箱体连接，箱盖上设进料口、排气口，排气口接尾气处理装置，箱盖中心设搅拌轴上轴承。当外环境温度较低时，箱体外壁可覆上保温材料。
2.2搅拌
对应于主体箱3个仓室，设置上、中、下3层搅拌叶，几何形状、尺寸均相同，为满足可拆卸要求，搅拌叶焊接在搅拌轴套筒上，套筒与搅拌轴对应位置均开孔，用长螺栓将套筒固定在搅拌轴上。每层搅拌部件均设计为倒“四”平面形状，左右各2个扇叶，呈中心对称，扇叶为圆柱面，经试验，该几何形状能较好满足物料得到翻动且在隔层移动较慢的堆肥要求。搅拌轴为实心合金钢棒，上下轴承分别固定在箱盖、箱底。
搅拌由250 W变频电机带动，可在3～20 r/min范围内调控，输出转矩120～790 N·m。搅拌频率 4～8 r/min，搅拌方向可变换。为实现自动间歇性搅拌，搅拌机通过定时插座与电源相接，由定时插座设定通电时刻、时长。
2.3辅助箱
根据式（1）计算辅助箱有效容积应为15.7～62.5 L，深化腐熟有机负荷率取80%计算。考虑到主体箱尺寸和结构特点，确定辅助箱长、宽、高分别为40、20、25 cm，其实际有效容积约为20 L，用10 mm有机玻璃板粘合成，通过法兰与主体箱连接，出料口采用滑槽提拉式闸门开合。箱内底部设置布气层，辅助箱不设排气口，空气由布气层进入堆体，离开堆体后经主-辅连接口进入主体箱，向上运动由排气口离开反应器，如此可保证主体箱上两层的供氧量。
2.4供-排气
堆肥过程中，通风有3个作用：供氧、散热和去除水分。完整的通风系统包括通风结构与装置。风源由风机提供，系统运行时需要确定风量和风速。另外，在风机选型时压力也是考虑因素之一。参考杨延梅[10]的计算方法，求得最大通风量为47 L/min，参考席北斗等[11]的计算，风压降估算为 800 Pa。正压强制通风的堆肥效果良好[12]，且结构和操作都较简单，故采用鼓风机进行正压强制通风，风机应满足最大供气量大于50 L/min，风压降1 000 Pa左右，供气量可调。用量程为100 L/min的玻璃转子流量计进行供气量监测。空气由管道进入布气层，为使出气均匀，布气层内气管的水平两侧开若干2 mm左右气孔，气管末端堵上。
堆肥会产生数10种挥发性物质，其中硫化氢、甲硫醇、1，3-二甲基苯和邻二甲苯与臭气浓度极显著相关[13]，堆肥氮素损失是必然存在的，产生的氨气也是尾气具有异味的重要原因[14]。因此，堆肥尾气不宜直接排放到空中，尾气通过反应器排气口后，可先通过盛装有活性炭的容器，利用活性炭的吸附特性进行初步处理，若仍有较明显异味，可先后通过碱液和酸液进行进一步处理。
2.5支架
支架的作用主要是承受堆肥时整个反应器的重量和固定电机，支架下还可放置风机。选用3.0号普通等边角钢焊接而成，电机通过螺旋固定在专设的1根槽钢上。
3性能测评
性能測评由空载测评、模拟负载测评和堆肥测评3个部分组成。空载测评为反应器组装完成后进行的开机试验，连续运行3 h，主要检测其机械性，包括结构稳定性、震动、噪声。模拟负载测评为以含水率与经预处理厨余垃圾相当的锯末为负载，进行容积负荷率分别为50%和80% 2次模拟负载开机试验，每次3 h，主要检测其可控性与稳定性，包括搅拌、通风和物料的自动转运。堆肥测评即进行1次周期为15 d的堆肥试验，2013年4月10日至4月25日于河海大学农业工程实验中心实验室内进行，前8 d投料4 kg/d左右，试验记录了堆体温度的变化，测定了堆肥前后物料的含水率、pH值、C/N比，根据堆肥腐熟标准进行反应器堆肥性能的评价。
3.1机械性能
空载试验时，搅拌构件与搅拌轴转动一致性较好，无相对错动及震动现象，搅拌轴能绕其轴心平稳转动。隔层构件与搅拌构件之间无直接接触，在后者套筒与前者之间的承接套筒的转动未造成隔层构件的明显震动。反应器箱体震动由电机运行引起，由于转速较小，故震动非常微弱，鼓风机不固定在支架上，其震动不影响箱体。噪声由鼓风机运行造成，在其附近环境噪声可达75 dB左右，超过人体安全值50 dB，考虑到使用中采用的是间歇性通风，且此次设计风机的选用需考虑后续研究应用，故其风压较大，因此噪声也较大，但对周边室内环境影响仍在可接受范围内，室外噪声在35 dB左右，而实际工程应用中，可换用风压和噪声较小的风机。进行模拟负载测评和堆肥测评时，也关注了上述指标，除隔层板受重力作用有些许弯曲外，其他均良好。综上，该反应器结构稳定性良好，震动微弱，噪声较大但对环境影响不大。
3.2可控性能
模拟负载测评以容积负荷率分50%和80%两级进行，主要是为避免一次负载过大可能造成的反应器不可逆损坏，开机试验表明其在容积负荷率为80%时仍运行良好，故根据80%一级的开机试验进行可控性与稳定性评价。搅拌频率最高可达15 r/min，搅拌方向变换由调速器接线方式转换实现，改变搅拌方向可明显改变物料在仓室内的移动速率。物料由上一仓室转运到下一仓室的速率主要由隔层板缺口的开合度决定，当小至一定程度时，物料将难以跌落至下一层。实际最大供气量为90 L/min，最高气压0.1 MPa，供气在可调范围内较稳定，在隔层缺口全关闭的情况下，仍能在排气口明显感觉到空气持续均匀排出，说明隔层板的透气性良好。综上，该反应器能实现搅拌和通风在需求范围内调控，搅拌和通风较稳定，物料转运速率可控。
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3.3堆肥效果
通过堆肥试验，测评该反应器对堆肥内环境的可控程度，从底物腐熟程度分析反应器堆肥性能。从河海大学研究生食堂一次性取原料，食物残余破碎，叶梗菜梆剪碎，添加锯末调节含水率和C/N比，投料前接种复合菌剂[2]。
堆体温度变化过程见图2。各仓室堆体的温度变化与原理方案存在差别，总体上，温度高低关系实际为上仓室<中仓室<下仓室<辅助箱，主要升温阶段为下仓室-辅助箱。原因有二，主要是堆肥规模小，未采取加温保温措施，散热较大，故每次投加的物料未能快速起反应；另外微生物对堆体环境的适应需要一定时间，且试验中物料在上、中仓室的停留时间仅为设计的最短时间。堆制6 d通风比率从0.5 L/（kg·min）调至2 L/（kg·min）进行间歇性供气，7 d时恢复，堆体温度发生明显下降，说明反应器对通风的调节是有效的。堆体温度在9 d时开始维持在25 ℃左右，较室温高5 ℃以上。因堆制9 d上、中仓室2仓室已基本无物料，测温只进行到堆制8 d。
烘干法测含水率、精密pH计测pH值、H2SO4-HClO4改进定氮法[15]测全氮、重铬酸钾容量法测有机碳[16]，堆肥前后物料的理化指标见表1。原料的pH值适中，故预处理主要进行含水率的调节，因厨余垃圾含水率较大，故添加了较多的锯末，导致C/N偏高。对比腐熟标志，底物的降解率和pH值均符合要求，C/N比不降反升的原因是叶梗菜梆和锯末的纤维素与木质素含量较高，而堆肥規模较小，且未采取加温保温措施，最高温偏低，故纤维素和木质素降解率较低，导致有机碳含量升高。基于底物减量率计算，堆肥过程反应器排出水分10 kg以上，底物有机碳减量0.86 kg，氮素减量0.033 kg。反应器内基本完整实现了底物腐熟的全过程，调节搅拌频率对物料转运量影响不大，转运量主要由隔层缺口开合度决定。试验期间，室内无明显异味，尾气处理装置中活性炭的湿度和气味产生明显变化。表1堆肥前后物料的主要理化指标比较
腐殖质115.5169.6419.05153.2510.77169腐熟标志1降解率>38%118～911115～20
综上，该反应器内可基本实现堆肥腐熟的全过程，通风调节堆肥过程性能良好，搅拌频率可调，物料转运量可控，主要不足在于保温性能欠佳，可由箱体外覆保温材料和加热供气弥补。
4结论
堆肥反应器内，物料基本完成了腐熟的全过程，堆肥过程内部状况可视，可取样测温，供气、搅拌和物料转运可调控，反应器系统运行机械性良好，自动运行性能满足需求，环境影响较小，总体上较好地满足了设计需求，适用于厨余垃圾动态堆肥基础试验研究，具有一定工程应用基础。
通过控制物料转运可在不同程度上分隔处于不同转化阶段的物料，供气和搅拌的同一性保证了不同仓室堆体受外源干扰的一致性。因此，对动态堆肥而言，该反应器既能有效区分进料的先后，同时提供对比性较好的内环境，在此基础上，可进行动态堆肥过程的相关研究，以加深对动态堆肥机制的认识。另外，还可利用该反应器研究原料组成、配比及预处理对堆肥过程和结果的影响，研究供气与搅拌及外环境对堆肥的影响。
该反应器选用的材料、器件和加工方式均为工程上常用的，故该反应器具有工程应用的良好物质基础。基于动态堆肥理论进行结构优化并利用控制面板进行调控，将具有良好
的工程利用前景，若得以推广，将有助于改善城市厨余垃圾因具有量小、分散和持续性的产生特点而造成的收集、运输和处理难题，为城市的良好运行提供保障。
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催化反应器设计 篇4
关键词：研讨式教学,催化材料,教学方法,课堂教学
随着科学技术的发展, 研究生的不断扩招, 对研究生的培养目标应在强调掌握本学科坚实的基础理论和系统的专业知识的基础之上突出对研究生应用能力和创新能力的培养。但目前, 我国的研究生教育大体上还在延续本科的教学习惯———“填鸭式”教学模式。即教师对课程内容进行讲解, 学生上课通常是处于被动地位, 而不是带着大脑做积极思考的准备。而且, 研究生教学中另一个突出的问题就是课堂教学内容基本还在围绕课本内容进行讲授, 显然这已经跟不上学科发展的需要。这种教学方式严重束缚了研究生的“研究”能力, 不利于研究生的科研能力和创新能力的提高。因此, 要求我们必须对现有的教学模式进行改革。打破单一的教学及评价模式, 鼓励和实现在教学方法上的创新。
研讨式教学理念的提出就是要逐步改变以“教师为中心、书本为中心”的传统模式, 适应改革的需要, 研讨式教学要将以“学生为中心”, 以营造自主的教学情境为特征的教学理念逐渐融入到研究生课堂教学中。研讨式教学的最终目的就是实现从封闭式教学到开放式教学、从被动学习到主动学习的教学过程的转变。 ( 1) 改变传统的以“教师为中心”为以“学生为中心”的教学模式, 由重教转向重学。 ( 2) 构建和谐的教学氛围, 在教学中建立民主平等的师生关系和生生关系, 鼓励学生多“讲”、多“说”, 提出自己的见解。 ( 3) 面向教学的研讨式教学理念在教学中应注重“研”和“讨”的发挥, 培养研究生的自学能力, 自我评价能力和应用所学知识的能力。
目前, 有关研讨式教学法的研究与探索的报道较多。但就研讨式教学在研究生催化学科中的研究与探索较少。因此, 本课题组在教学实践中应用研讨式教学理念, 从教学内容、教学方法和多元评价等几方面介绍了在研究生课程“催化材料与催化剂设计”教学过程的一些具体做法。
一、丰富教学内容, 紧跟学科前沿
催化知识应用非常广泛, 涉及到炼油、化工、环保、制药、能源、材料等多个领域。而“催化材料与催化剂设计”课程作为我校催化学科研究生的专业选修课, 除了应介绍催化理论的相关基本知识外, 还要结合专业特点丰富课程教学内容, 联系与化工生产及人们日常生活密切相连的催化知识, 使学生主动去学习与催化相关的知识。同时, 教学内容一定还要紧跟当今时代催化学科发展的前沿和热点。教师在教学中应尽可能多地介绍催化学科发展前沿及其在其它学科领域应用的热点实例进行讲解, 培养学生对相关催化理论的学习兴趣。例如, 在催化材料一章时, 讲述有机无机杂化材料, 可介绍新型氨基桥联的PMO材料的一些
最新研究动态及应用。共聚法合成的氨基桥联的PMO材料具有较短的有序介孔直孔道, 可作为环境友好型有机碱催化剂, 催化水介质Knoeve- nagel反应和无溶剂Henry反应。另外, 在课堂教学中, 教师可以结合自身的科研成果和收集的国内外催化材料及催化反应最新研究成果, 向学生们进行介绍, 并组织讨论, 提高学生的学习积极性和拓展他们的知识面。只有在教学过程中不断将所学知识与学科发展前沿相联系, 才能培养研究生对相关催化理论的学习兴趣, 使他们感到学之有用, 从而产生对自己所学专业的认识及从事科学研究的兴趣。
二、改革教学方法, 开拓研究生思维
1. 研讨式教学
研究生顾名思义, 就是要研究, 没有研究就不能称之为研究生。研讨式教学理念就是注重激发研究生思维, 鼓励研究生自己去发现问题、探索问题。研讨式教学可以激发研究生的主观能动性, 加强其独立思考的能力。如在绪论一章中介绍当前催化在化学可持续发展中的重要作用和地位时, 把它作为一个问题提出来, 给出一定时间让学生分组对这一问题进行讨论, 每个小组选出代表做总结发言, 最后教师引导总结。这样, 在互相讨论的过程中, 学生已经对催化在化学或持发展中的战略地位有了更深的了解。
2. 案例式教学
听课、复习、考试等教学环节, 对于本科生掌握所学理论知识, 有一定的作用, 不可忽视。但是, 对于研究生来讲, 在经过本科4年的学习已经有了一定的理论基础, 教学中再平铺直叙地讲述知识, 不利于研究生学习积极性的调动。案例式教学既可巩固学生所学的理论知识, 又可使学生变被动听讲为主动参与, 有利于调动学生的积极性和主动性。案例教学过程中, 学生要应用所学知识独立地解决问题, 处理问题, 提出方案, 因而能够有效地提高学生分析问题和解决问题的能力。如在介绍催化基本知识一章时, 要知道催化的特点, 可以甲烷制汽油为例。首先, 介绍Mobil公司、Sasol ( 南非) 和Shell公司利用甲烷分别采取“三步走”或“两步走”的方式合成汽油。其次, 作为问题提问为什么就不能将甲烷直接转化为汽油而非要采取“三步走”或“两步走”的方式呢? 大家分组讨论。最后, 总结出并进一步理解催化剂的催化特点等。
3. 研究生讲学
在讨论课的基础上, 可以让每一位研究生经常把自己的最新科研成果、探索思考以讲座的形式与其他研究生交流, 让其他同学了解他的研究思路与方向, 检验他的理论, 这样每位研究生不仅熟悉自己的研究方向, 而且也了解了其他同学的研究内容, 无形中拓宽了自己的知识面, 同时在讲学的过程中也会形成一种创新压力, 努力做到最好。最后, 转化为创新动力, 鞭策其不断完善自己的想法。
三、建立多元评价机制, 提高研究生的综合素质
评价是教育管理中实施控制的特殊手段, 是教育管理的重要环节。现行的研究生评价机制实际上仍然是以期末考试成绩作为主要依据, 严重忽视对研究生综合素质和创新能力的考察。因此, 必须改变长期以来重理论知识轻实践能力的观念, 建立一套多元、开放的评价机制。合理分配总评成绩比例: 出勤10%; 课程参与讨论20%; 平时ppt讲学35%; 课程专题报告35%。多元评价不仅重视学生知识、技能的掌握和能力的提高, 又重视其情感、态度等创新能力的发挥; 不仅重视定量的认识, 又重视定性的分析; 既重视教育者对学生的评价, 又重视学生的自评、互评。
四、结束语
随着科学技术的发展, 社会对人才素质的要求越来越高, 培养研究生的创新能力、创新精神、提高综合素质已成为全社会的共识。面对越来越大的就业压力, 传统的研究生教学模式已不适应新时代对催化相关专业人才的要求, 探讨新的教学理念和模式, 改革教学方法已成为每个研究生培养单位和每位研究生任课老师必须思考的问题。因此, 在以后的研究生教学中, 既要继承传统的教学思想, 又要形成良好的现代教育理念, 对教学方法、手段等进行改革和实践, 与时俱进, 提高研究生的创新能力。
参考文献
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催化反应器设计 篇5
三相内循环流化床光催化反应器及其光辐射传递规律
提出并建立了三相内循环流化床光催化反应器,对其内部光辐射传递规律进行了研究.结果表明,在气固相共同作用下(通气量＞0.3m3/h),光强的径向分布服从指数衰减规律,与Rose公式中通过均匀悬浊介质时的光强分布规律一致.光辐射能的数值受初始光强.催化剂颗粒浓度和液层厚度的共同影响.通气量只影响床层流化状态,对光强分布影响可以忽略.对罗丹明B的光催化降解实验表明,三相内循环流化床的`光催化效率高于传统的悬浆式反应床,本系统的最佳催化剂浓度为10～12g/L.
作 者：王尤宏 罗薇楠 姚杰 陈平蔡伟民 YOU Hong LUO Weinan YAO Jie CHEN Ping CAI Weimin 作者单位：哈尔滨工业大学市政环境工程学院,哈尔滨,150090 刊 名：环境科学 ISTIC PKU英文刊名：ENVIRONMENTAL SCIENCE 年，卷(期)： 26(1) 分类号：X703.1 关键词：光催化 三相流化床 内循环 光辐射无稀土催化裂化催化剂的开发应用 篇6
全球流化催化裂化催化剂生产商正在努力克服稀土镧和铈价格大幅上涨带来的压力。全球流化催化裂化催化剂大量应用了含稀土分子筛的材料，稀土价格暴涨造成这种催化剂生产成本增加，大幅挤压了生产商的盈利空间。据行业数据显示，2011年一季度，轻稀土中的主要元素氧化镧和氧化铈国际市场价格上涨了500%，氧化钇价格涨幅为347%，氧化铽涨幅124%，氧化钐涨幅168%，氧化镨涨幅141%，氧化钕涨幅161%，氧化铕涨幅104%。如果用价格曲线表示，从2011年1月开始，稀土氧化物曲线几乎与横坐标呈垂直状，稀土价格甚至出现了“一天一报价”、“朝报夕改”的情形。
稀土价格对全球流化催化裂化催化剂价格的影响巨大。当稀土价格为每千克5美元时，全球流化催化裂化催化剂的平均价格为每吨3 500美元；而从当前的情况来看，假设催化剂中含有2%的稀土，稀土价格折算到催化剂生产成本已经超过每吨2 000美元。
对数量巨大的炼厂催化剂而言，稀土可能只占一小部分，但据美国石油化工和炼油协会推算，不断飙升的稀土价格使近期全球流化催化裂化催化剂的成本上涨了25%。在全球流化催化裂化装置操作中，催化剂成本是继原油之后的第二大消耗物料成本。因此，催化剂成本高涨使汽油的生产成本增加非常明显。伴随着原油价格的上涨趋势，再加上催化剂成本的上升，为了保持利润，炼油商除了降低产量外别无选择。
应对供应短缺的另一种思路是减少催化剂对稀土金属的依赖。这种方式的挑战性在于要依赖先进技术进行催化剂设计，而不是依赖稀土金属在催化剂基质上的分布。
巴斯夫公司全球工艺催化剂技术部表示，为减轻稀土成本大幅上涨带来的压力，巴斯夫公司已经采取了基于亚洲金属指数的稀土价格调节机制。雅保公司在征收稀土附加费的同时，从2010年10月1日起将流化催化裂化催化剂价格上调10%。格雷斯公司也采取了相同的征收稀土附加费的措施，2011年1月1日起将流化催化裂化催化剂价格上调5%~7%。格雷斯炼油技术公司称，征收稀土附加费虽然对公司应对稀土价格暴涨的压力有利，但不是长久之策。从长远来看，催化剂公司应该积极寻求减少稀土用量的方法并寻找稀土替代物。
研发新品将可减少稀土用量。在过去的半年中，格雷斯戴维逊已经推出了8个催化剂新品，降低稀土用量或不用稀土。同时该公司还与美国Rive技术公司签署合作协议，优化应用于流化催化裂化工艺中的Rive公司沸石技术。巴斯夫公司正在与客户积极配合调整和优化催化剂配方。美国宾夕法尼亚州的催化剂集团公司表示，一些催化剂公司已经开发出了不需要稀土原料的流化催化裂化催化剂，但在当前的技术水平下，这种不需要稀土的流化催化裂化催化剂只能满足炼油应用领域10%~20%的需要。要普及到整个炼油行业还需要较长的时间。从近期来说，无论是从政府层面还是公司层面，美国、加拿大和澳大利亚都正在积极投资开发更多的稀土矿。
开发无稀土催化裂化催化剂和助剂
稀土金属是催化裂化催化剂的重要组分，美国格雷斯公司旗下的格雷斯戴维逊公司是世界领先的催化裂化催化剂供应商，占据着近一半的世界催化裂化催化剂市场份额，2010年公司宣布因稀土涨价而调高了催化裂化催化剂的价格。格雷斯一直在研发无稀土催化裂化催化剂，并在低金属原料油加工中取得很好的工业应用。目前公司正致力于提高无稀土催化剂在低金属原料油中的应用性能，并开发适于渣油催化裂化的无稀土催化剂，以应对中国限制稀土金属出口的制约。
格雷斯戴维逊公司开发无稀土催化裂化催化剂已有一段成功的历史。早在1997年格雷斯公司就开发出应用于工业生产的NEXUS催化剂，用于低金属原料油的催化裂化。自那以后，NEXUS催化剂已有10套不同的使用装置。
NEXUS催化剂工业应用和新推出的几种无稀土的催化剂中包括用Z-21沸石的两个催化剂家族和用新开发的无稀土沸石Z-22的三个催化剂家族。
1. NEXUS催化剂的工业应用情况：2008年炼油商对催化剂进行了评价，把NEXUS催化剂与有稀土的竞争催化剂进行了对比。在原料油性质和操作参数都类似的情况下，运转结果表明，在原料油的镍当量一定的情况下，NEXUS催化剂比竞争催化剂有更好的选择性，转化率提高2.8%，氢气产率降低0.04%，干气产率降低0.5%，汽油产率提高5.0%。炼油商认为，NEXUS催化剂运转是成功的，每年得到的经济效益约为100万欧元。直到今天炼油商仍在用NEXUS催化剂运转。
2. 用无稀土沸石Z-21的新催化剂家族：最近，格雷斯戴维逊公司继续开发了几种无稀土的新催化剂，其中包括把无稀土的Z-21沸石与新基质相结合配方的进一步开发，推出了Resolution催化剂家族和REBEL催化剂家族。开发Resolution催化剂家族是用于低金属原料油的催化裂化，使NEXUS催化剂的性能进一步改进。Resolution家族中的每一种催化剂都能独立调节沸石和基质的活性和选择性以及沸石或基质活性比，配方有很大的灵活性。用于低金属原料油催化裂化时，可与标准有稀土催化剂的性能一样或高一些。根据Resolution和NEXUS催化剂ACE中试结果的比较，Resolution催化剂的转化率和液化气烯烃产率都高一些，汽油产率、渣油和焦炭产率都相近。目前用Resolution催化剂的几套装置正在欧洲运转。
3. 最新的一种无稀土沸石：格雷斯戴维逊公司采用专用的稳定工艺和独特的处理技术提高酸性取得了突破性进展，制成了无稀土的沸石Z-22。与稀土超稳Y型沸石相比，在渣油和生焦量一定时，Z-22的活性相当，液化气烯烃和汽油辛烷值高一些。Z-22沸石已经推出用于加氢处理或低/中金属原料油催化裂化的几个新催化剂家族，目前正在北美进行工业试验。
ReplaceR催化剂是用Z-22沸石的另一个无稀土催化剂家族，中试结果表明，ReplaceR催化剂用于低金属原料油的催化裂化是可行的，无稀土催化剂可以替代有稀土催化剂。在这些催化剂家族中，基质类型和沸石基质比是不一样的。提高配方的灵活性是可能的，能够微调使其适应催化裂化活性和选择性的特定需要。ReplaceR催化剂也是用格雷斯戴维逊公司专有的氧化铝溶胶系统制造的，由于其抗磨性好，所以颗粒物排放很少。
渣油催化裂化用无稀土催化剂
由于对沸石的稳定性有了更高的要求，所以开发渣油催化裂化用的无稀土催化剂比开发低金属原料油用的无稀土催化剂有更大的挑战。稀土金属仍然是最有效的钒捕集材料。可是，包括抗金属功能在内的制备技术，现在已成功地用于含Z-21和Z-22沸石在内的催化剂系统，推出了ReduceR催化剂家族。虽然与纯稀土渣油催化裂化催化剂的基准并不完全相当，但ReduceR催化剂可以用作有稀土渣油催化剂的调合组分，在活性、渣油和焦炭产率方面可以得到类似的结果，这样可以减少稀土的用量。格雷斯戴维逊公司仍在开发稳定性和使用性好的无稀土催化剂，目的是完全替代含稀土的渣油催化剂。
格雷斯戴维逊公司于2009年7月宣布，开发的新型沸石催化剂可使渣油催化裂化装置增加轻循环油产率。轻循环油（沸点430~650°F）产率提高6%对炼油厂从重质烃类增产高价值液体产品如运输燃料和化学品原料而言至关重要。这种被称为Midas 300、含有USY-（超稳Y-型）沸石的催化剂因增大了催化剂基质的内孔隙率，从而改进了其活性。内孔隙率的孔径尺寸扩大，这对于允许重质烃类向催化剂内部自由扩散非常重要。较大的内孔隙率可通过将焦炭前身物转化成液体产品而提高总的选择性。改进的催化剂内孔隙率加上较大的酸性活性中心以及孔结构，可使污染金属的毒化影响减弱，与常规流化催化裂化催化剂相比，提高了催化剂在生成汽油和轻循环油反应中的选择性。这种Midas 300催化剂可选择性地裂化环烷芳烃化合物，而不生成焦炭或气体。Midas 300催化剂使渣油裂化三种机制的催化效应得以优化，包括大孔分子在催化剂基质上的预裂化、沸石使芳烃和长链分子破解的催化脱烷基化以及环烷环的破解。
格雷斯戴维逊公司的这种Midas 300催化裂化催化剂获2009 Frost & Sulliran北美技术创新大奖。目前该催化剂已商业生产，并已用于6套催化裂化工业装置。
格雷斯戴维逊公司2011年6月初表示，公司已经开始使八种流化催化裂化催化剂推向商业化，这八种流化催化裂化催化剂的稀土含量非常低，有的甚至不含稀土。
醚化反应器设计的标准规范 篇7
1 主要受压元件材料的选择
1.1 工艺描述
第一醚化反应器(R-9201A/B)为全液相操作,反应原料上进下出,主要进行碳五烯烃与甲醇的醚化反应。
首先,经水洗后的轻汽油与甲醇混合后,再次经过换热器加热,由反应器顶部进入,反应产物由反应器底部排出。反应器内装填的是酸性树脂催化剂,反应后的产物主要为碳六醚和未反应的碳五和甲醇。
1.2 设计参数
该设备筒体直径3 500 mm,筒体切线长8 300 mm,设备封头为椭圆形封头。设计压力为2.59 MPa/F.V,设计温度130℃,操作介质为汽油和甲醇。
反应器的操作压力为0.55 Mpa,最高操作温度81℃,最低操作温度50℃。顶部有气相空间,通过TSG R0004-2009《固定式压力容器安全技术检查规范》判定,属于Ⅲ类压力容器。
1.3 主要受压元件选材
(1)壳体选材。第一醚化反应器的操作介质为汽油和甲醇,内装催化剂填料酸性树脂共75 m3,酸性树脂具有强酸强腐蚀性,所以壳体方面必须是不锈钢或不锈钢衬里。
SH/T 3098-2011《石油化工塔器设计规范》中规定:①当所需不锈钢壳体厚度大于12 mm时,宜采用复合、堆焊或衬里等结构形式;②为防止工作介质腐蚀采用的复合钢板,其复层厚度(包括厚度负偏差)不应小于3mm。壳体名义厚度为32 mm,所以确定壳体材质为复合钢板。GB150.1~150.4-2011《压力容器》中规定,不锈钢-钢复合钢板的技术要求应符合NB/T 47002.1-2009的规定,设计文件中应规定复合钢板的级别,所以最终确定壳体材质为(S30408+Q345R)(3+32)Ⅰ级钢板。用于制造封头和筒体的复合钢板为Ⅰ级复合钢板。其基材应按NB/T 47013.3-2015《承压设备无损检测》逐张进行100%UT检测,不低于Ⅱ级为合格。
(2)开口接管选材。壳体复合钢板基层为Q345R,复层为S30408,如果直接选不锈钢锻件的话会造成异种钢焊接,应尽量选择同种钢焊接。选择同种钢焊接,壳体基层材质为Q345R,由于接管计算厚度比较厚,所以选择16MnⅢ锻件;16MnⅢ应符合NB/T47008-2010中的规定。
接管选用低合金钢锻件后,还需要考虑酸性树脂强酸强腐蚀的特性,所以采用堆焊过渡层E309L+面层E347厚度共6 mm结构,其中保证面层E347最小有效厚度3 mm。
2 补强结构型式的选择
2.1 补强圈补强
大量的实际使用情况表明补强圈与器壁连接处的搭接焊缝,不仅因此处容器形状发生突变,造成较高的局部应力,还由于焊接过程中容器壁对焊缝金属具有很大的约束作用,妨碍其冷却收缩。从而在焊根处出现焊接裂纹。
鉴于上述原因,GB150.1~150.4-2011规定若条件许可,推荐以厚壁管代替补强圈进行补强。
2.2 整体补强
第一醚化反应器(R-9201A/B)采用整体补强。接管采用整体锻件+堆焊结构,通过对制造厂的咨询,得知DN<80的接管由于内径太小现阶段还是没办法堆焊,为避免异种钢焊接,所以采用两种情况:(1)DN≥80的整体锻件可以直接堆焊;(2)DN<80的整体锻件采用一个DN80锻件+小口径锻件的方法,采用突面进行连接,使用缠绕垫,图1为DN40热电偶口示例,中间用耐火陶瓷纤维扭绳填充。
3 壳体及开口补强计算
3.1 复合钢板壳体强度计算
图1
第一醚化反应器(R-9201A/B)壳体材质为(S30408+Q345R),属于Ⅲ类压力容器,焊接接头系数取1,腐蚀余量按0取,用SW6-2011进行初步计算。
此时的计算厚度为基层的厚度,且筒体的厚度没有考虑开口补强的影响。
需要注意的是,SW6-2011不能计算复合钢板,GB150.1~150.4-2011规定基层参与强度计算,这时候复层3mm S30408钢板如果计入腐蚀余量,算壳体时可能是没问题,但是算开口补强时程序还是取基层+复层厚度进行补强计算的,这样违背了GB150.1~150.4-2011基层参与计算的原则,所以应该把腐蚀余量取0,把复层3的重量加到附件质量里面去,这样即执行了GB150.1~150.4-2011基层参与计算的原则,又保证了重量,此时筒体内径要取φ3506。
3.2 开口补强计算
第一醚化反应器(R-9201A/B)的开口补强采用厚壁管或整体锻件结构,壳体的厚度直接影响到整体锻件的厚度。
需要注意的是,如果采用翻边结构的焊接接头型式,需要单独计算开口补强,由于内扣了4 mm,此时壳体厚度取31 mm。最终经过多次计算及校审后,最终确定壳体厚度为(3+32)mm,椭圆形封头的厚度为(3+32)mm。
4 焊接接头型式
由于设备壳体材料为复合钢板,开口接管为堆焊结构,且壁厚较厚,因此壳体的焊接、开口接管的焊接都需要格外注意。
壳体的A、B类焊接接头形式选用HG/T20583中的DU20。开口接管与壳体的焊接则参照HG/T20583重新设计了焊接接头型式,具体可以采用对齐型式(如图2)和翻边型式(如图3)。
4.1 对齐型式
设计原则:
(1)保证基层对齐。
(2)按SH/T 3527-2009《石油化工不锈钢复合钢焊接规程》选择合适焊材,分别是过渡层焊材E309L,面层焊材E347,与碳钢接触的先用过渡层焊材E309L,面层用焊材E347。
图2
图3
(3)在距手工焊缝20 mm处,应将自动堆焊层焊渣清理干净后方可进行手工堆焊。
4.2 翻边型式
设计原则:
(1)筒体内扣4 mm与接管翻边对齐。
(2)壳体环向截面,筒体与接管焊接完毕后,应将多余阴影部分磨去,以保证焊缝外形圆滑过渡。其余与对齐形式相同。
5 总结
通过第一醚化反应器(R-9201A/B)的设计,笔者觉得作为一个工程设计人员,一定要熟练的掌握标准规范,对标准规范有深入的理解,只有一切设计理念都建立在标准规范的基础上,才能设计出更好的作品。
参考文献
[1]GB150.1~150.4-2011《压力容器》.
[2]TSG R0004-2009《固定式压力容器安全技术监察规范》.
[3]HG/T 20583-2011《钢制化工容器结构设计规定》.
[4]SH/T 3527-2009《石油化工不锈钢复合钢焊接规程》.
对反应器部分管道配管设计的探讨 篇8
1平面布置
(1) 反应器布置应满足建设地区的自然条件和地理位置的要求。反应器和反应进料加热炉是装置中潜伏火灾危险性比较大的设备, 一般布置在装置区的边缘并靠近消防通道, 且位于可燃气体、液化烃、甲B类液体介质设备的全年最小频率风向的下风侧, 同时考虑将反应器布置于地质条件好的地段, 确保其基础牢固可靠。
(2) 反应器的布置应满足工艺设计的要求。为控制反应系统的温降, 压降, 避免发生副反应, 一般将反应器、换热器和反应进料加热炉等靠近布置, 同时反应器管嘴和其相关管道的应力不超过管道许用应力和管嘴受力要求的前提下, 反应器布置应满足管道长度尽量短。
(3) 反应器布置应满足安全的要求。反应器与其进料加热炉之间或取走反应热的换热器, 可视为一个系统, 没有防火间距的要求, 一般联合集中布置在装置的一端或一侧。反应器与其进料加热炉的间距应尽量缩短, 考虑到反应器与其进料加热炉之间的安全通道, 管道布置及检修需要的空间, 其距离不应小于4.5m。反应器与其无关设备和加热炉一般分开布置, 其间距应满足防火和防爆规范的要求。
(4) 反应器布置应满足操作和检修要求。反应器一般是在一条直线上成组布置在构架内, 构架顶部设置吊运机具, 装催化剂和检修用的平台, 构架下部有卸催化剂的空间, 构架一侧有堆放和运输催化剂所需要的场地和道路。
(5) 反应器布置应满足施工安装的要求。考虑其可施工性, 提供必要的反应器吊装、运输或在现场进行组装所需要的场地、空间和通道等。
2反应器工艺管道布置
(1) 工艺管道布置应首先满足工艺设计和防火规范的要求。反应器进料管道应保证气、液两相混合均匀, 本套装置要求炉前混氢, 所以原料与氢气的混合点接近地面布置, 且原料管道水平布置, 氢气管道自上而下与其连接并保证立管长度最小1.5米, 混氢点前后10倍公称直径直管段, 混氢后的热电偶距混氢点10倍公称直径直管段, 氢气管道上的单向阀安装在水平管上, 并尽量靠近注入点。
(2) 工艺管道布置其次应做到装置运行时的安全可靠。应考虑管系在高温运行时具有必要的柔性。固支反应器进出口管道为高温热管道, 所以布置时应避免法兰、阀门等位于操作通道上方可能会造成对人身的危害, 同时在设置反应框架时应考虑反应器的封头和管嘴及附属管道保温层、热偶等管件与构架梁的净空要求, 保证反应器及其附属管系热胀后不于梁、平台等相碰。为了控制反应温度, 催化剂床层间需要注入冷氢, 由于冷氢管线介质温度不高, 故管系热胀不大, 而反应器冷氢嘴子处因反应器的热胀量较高。为避免管道因冷热交汇而受力不均, 设计时要考虑此管系的柔性。由于靠近冷氢入口嘴子处温度较高, 为了降低阀门材料等级和方便操作, 冷氢管道上的温控阀组应远离冷氢注入口嘴子布置 (距离应满足工艺流程要求) , 一般置于地面上。冷氢入口管线上8字盲板距反应器足够远以使盲板后的管线温度在200℃以下。
(3) 再次工艺管道布置应做到经济合理。如反应器进料和出料管道在保证其柔性及管道对反应器嘴子的作用力和力矩不超过允许值的情况下, 应使管道最短, 管件最少。既要考虑高温热管道系统产生的热位移以免与反应框架梁柱及其他管道相碰, 又需考虑避免因反应器的热位移造成冷氢管道和测压管道不具备必要的柔性。
反应器出口管线受力分析 (见图1) :
反应器出口至反应流出物/混合进料换热器管线布置, 此管线操作压力6.5MPa, 操作温度为397℃, 管线材质为0Cr18Ni10Ti (A312-TP321) 根据管道走向进行应力计算。
根据应力分析结果可看出反应器出口处1点在垂直方向有向下较大的力, 而1点又临近反应器出口嘴子, 当反应器在正常工作状态下其出口嘴子将随反应器热胀向下位移, 从而引起1点的变位, 为使管道随嘴子向下位移时在局部产生过大的力和应力在1点采用吊簧, 下面可用管卡吊在管道上。
2点受力情况与1点类似, 垂直方向产生较大的力和位移, 可以在反应器构架立柱上生根悬臂三角支架, 将弹簧座在上面支撑管道。
3点在垂直方向受力较大, 而垂直方向位移接近零, 故在此点加承重支架即可, 同时分析4点的受力与位移, 4点临近高压换热器管程入口, 由于换热器热胀, 嘴子会带动管线一起向上位移如果4点设置刚性支架将会被脱空。所以4点也需要安装弹簧支架, 3、4两点支架均要从地面起管墩作为支架基础。3点作为管系中唯一的刚性支架其位置应该尽量位于管线的中间点, 由于它两边全是弹簧支架, 刚性支架位于管线中间点可以平衡两边的受力。
(4) 工艺管道布置应满足操作检修的要求。如根据反应器结构特点合理确定管口方位, 反应器催化剂卸料管口方位朝向检修侧或空场地, 冷氢管口考虑其安装检修时需要的插人和抽出空间。反应器顶部需要拆卸顶盖时, 考虑设置永久式吊柱、吊梁或吊车, 并可在平台上进行操作。阀门应布置在可拆卸区的外侧, 并位于不影响检修的地方。
(5) 工艺管道布置应便于催化剂的装卸。如反应器顶部有可拆卸的顶盖, 并且顶盖上有管道相连时, 该连接管道应设置可拆卸的管段, 平台上留出放置顶盖的位置并可承受维修荷载。反应框架平台梁及斜撑的布置不得妨碍运输车辆接近反应器催化剂卸料口。
(6) 工艺管道应设置合理可靠的管道支吊架。如沿反应器布置的管道与反应器之间、或高温管道与构架梁之间存在较大的位移差, 考虑设置弹簧支吊架承受管道荷载。反应器出口管道上与反应器顶盖上可拆卸段相接的管道, 考虑设承重支架, 以便反应器顶盖拆卸时支撑出口管道。高温高压的碳钢管道、合金钢和不锈钢管道优先选用卡箍式管托、管吊或带有同类材质垫板的支吊架。冷氢管道和测压管道的支吊架设置考虑反应器的热膨胀, 使其能随反应器和主管同方向位移。
3结论
本文针对加氢装置的反应器的配管设计, 从设备平面布置、管道布置等方面进行了论述, 其配管设计的优劣对整个装置的操作、检修、消防和长周期安全平稳运行至关重要。
摘要：对加氢反应器的平面布置和管道设计方面进行论述。
关键词：平面布置,反应器,工艺管道布置,应力分析过程
参考文献
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催化反应器设计 篇9
1 系统总体设计
该系统是一种基于SCR催化的步进电机系统, 步进电机采用日本三菱公司生产的103G770-0163型号, 步进电机负责将尿素导入SCR催化加热腔, 推动尿素反应。柴油车不同工况下尾气温度不同, 利用热电偶温度传感器采集不同的温度信号控制步进电机的转数, 电机固定连接的转子在不同的转数下导出的尿素量不同, 所以不同的温度信号对应了不同的尿素输出量。输出的尿素在尾气支流的冲击下进入加热腔, 尿素开始溶解生成氨气。整个工作系统效果图如图1所示。
2 SCR催化反应原理
SCR技术主要是使用氨或者某些烃类作为还原剂利用化学催化剂, 将汽车尾气中的氮氧化物进行还原得到无毒害的氮气和水的反应。SCR脱硝法是目前世界上应用最为广泛的除氮氧化物的方法[2]。
在富氧条件下主要反应如下:
在缺氧反应条件下主要反应如下:
通过上述反应可以知道, 无论在富氧或者缺氧的条件下都可以有效的将氮氧化物转换成H2O和N2。
3 硬件电路原理及设计
本系统硬件基于ST公司的STM32F103ZE型号单片机, 主要负责控制电机的转速, 驱动LED屏幕显示及采集热电偶的温度, 并反馈错误信息等工作。系统流程图如图2所示。
3.1 单片机模块
单片机采用ST公司的芯片, 具有性价比高、配置丰富灵活、低功耗等优点。单片机用于驱动NIF5002功率MOS管, 从而驱动步进电机转动, PD4~PD7端口连接步进电机A~D四相, 驱动后顺时针转动。复用SPI功能及PE0~PE7端口驱动LED屏幕。PA15端口用于热电偶的A/D采集。STM32ZET6电路原理图如图3所示。
3.2 电源模块
220 V市电经M15-04型号电源模块变压器降压为±15双向电源, 经LM2596稳压成±12 V给OP07放大器供电, 再经1117变成5 V和3.3 V给单片机及各功能模块供电。电源模块电路原理图如图4所示。
3.3 热电偶, 步进电机, LED屏幕模块
热电偶是一种热敏电阻, 温度的变化, 使电阻产生正的或者负的阻值变化, 热电偶产生感应电压的变化, 他随温度的改变而改变, 且成线性变化。设计电路将感应电压放大后接入单片机A/D采集端口。
步进电机是一种将电脉冲转化为角位移的执行机构, 当步进驱动器接收到一个脉冲信号, 它就驱动步进电机按设定的方向转动一个固定的角度 (即步进角) 。可以通过控制脉冲个数来控制角位移量, 从而达到准确定位的目的;同时可以通过控制脉冲频率来控制电机转动的速度和加速度, 从而达到调速的目的[4]。电机驱动采用NIF5002功率MOS管, 具有自我保护, 过热及限流等优点。4片NIF5002分别用于控制步进电机的A~D四相的开通关断。
LED显示屏作为一种新的显示器件, 近年来得到了广泛的应用。本系统屏幕采用的是QY~1602A彩屏LED, 较其他屏幕相比, QY~1602A自带字库, 无需编程者自己写入字库程序, 方便快捷。本系统采用SPI并行驱动, 利用ZET6的SPI时钟驱动屏幕的字体显示, 利用定时器定时刷新屏幕和及时更新新的数据[5]。热电偶、电机、LED电路原理图如图5所示。
3.4 测试结果
系统模拟汽车尾气, 测试了电机转速扭矩, 每千瓦时NOx排放量, NOx处理前排放浓度, NOx处理后排放浓度, 实际加入尿素量及NOx去除效率等参数, 如表1所示。
4 结论
本文是以SCR催化为基础, 设计涵盖了步进电机, 热电偶, LED屏幕的多领域复合系统。对模拟的大气污染气体可以有效地进行分解, 排放到大气的气体无污染无危害。测试通过, 运行良好, 有广泛的市场应用前景。
参考文献
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煤油水重整制氢催化剂的优化设计 篇10
目前,煤油水重整制氢还处在实验室探索阶段,催化剂的制备是煤油水重整制氢的关键技术,研究工作受到了关注。日本Idemitsu Kosan公司制备了Ni-La2O3-K2O催化剂,并考察了在煤油重整反应中的作用[3]。日本Ogawa等人用TiO2负载金属Ru和稀土元素制备煤油重整制氢催化剂[4]。大连理工大学以堇青石为载体制备NiLa和NiLaK催化剂用于煤油水重整制氢反应[5,6]。煤油成分复杂,含有大量烷烃,反应温度过高会导致烷烃裂解析碳,使催化剂积碳严重,失活较快,寿命较短。因此活性高、稳定性高、抗积碳性好催化剂的开发是目前研究重点。
本研究以形成完整的催化剂体系和完善的催化剂制备工艺为目标,研究Ni为活性组分、多助剂催化剂的制备与应用,并对煤油水重整制氢的影响因素进行初步探索,旨在为进一步研究和完善煤油重整技术提供相关参考和借鉴。
1 催化剂制备和性能测定方法
1.1 催化剂的组分
催化剂的组分对催化剂的影响很大,在镍基催化剂中加入合适的助剂,可以提高催化剂的活性,本研究考察的助剂主要有La,Li和Pt。通过制备5个催化剂样品,用于比较各种助剂的作用和制备方法对催化剂的影响。体系中各元素及组成见表1。
1.2 催化剂的制备
催化剂可以采用等体积分步浸渍法和溶胶凝胶法制备,本实验介绍催化剂CAT-3和CAT-4的制备方法。
CAT-3采用等体积分步浸渍法制备,首先将载体Al2O3在600℃煅烧6h制得γ-Al2O3载体。然后把一定浓度的硝酸镧溶液滴加在载体上,经过充分浸渍后烘干,再于600℃煅烧4h,冷却至室温,得到的化合物已经含有镧。将一定浓度的硝酸锂溶液滴加在含镧载体上,经过充分浸渍后烘干,再于600℃煅烧4h,冷却后得到的载体已经含有镧和锂。将一定量的硝酸镍溶液,滴加在含镧和锂的载体上,经过浸渍干燥再于800℃煅烧7h,冷却至室温,最后得到含镧,锂和镍的CAT-3前躯体。
CAT-4采用溶胶凝胶法制备,将一定量的硝酸镍溶于无水乙醇中,并置于一定温度的恒温水浴中,同时缓慢滴入溶于无水乙醇的硝酸锂、硝酸镧溶液和25%的硅溶胶。 搅拌溶液至胶状,取出静置。干燥后,在800℃煅烧4h。冷却至室温,再将其压片成型,得到CAT-4前驱体。
以氢氮混合气为还原气,在管式反应器内对催化剂前躯体进行原位还原,以气相色谱检测反应器出口的氢含量为指标。当氢含量不再发生变化,表明催化剂还原已完成。
1.3 催化剂性能的测定方案
为了对设计的催化剂体系进行活性、稳定性评价和助剂考察,在催化剂床层温度为650℃,水碳比为17,煤油液空速为0.06h-1的条件下,以氢产率为指标筛选催化剂,并对筛选出性能最佳的催化剂进行影响因素的探索。图1为煤油水重整制氢流程图。原料煤油和水通过平流泵(2和4)送至汽化室(5和6)汽化,经静态混合器(7),在反应器(8)中的催化剂床层上完成重整反应,通过冷凝分离器(9和10)完成气液分离,并分别利用色谱进行分析。
1、3为原料储罐,2、4为计量平流泵,5、6为汽化室,7为静态混合器,8为管式反应器,9、10为冷凝分离器,11为干燥器,12为气象色谱,13为湿式流量计
煤油与冷凝液的组分采用GC112A型气相色谱仪进行分析;煤油重整的产物,采用SP-3420气相色谱的双阀双柱系统进行热导池检测。催化剂的表征采用SSA-4300型孔隙及比表面积分析仪和JSM-6360LV型高低真空扫描电子显微镜测定。
2 制备方法的影响
为了比较制备方法对催化剂性能的影响,对采用CAT-3和CAT-4催化剂的煤油制氢产率进行了测定,测定结果见图2。
由图2可知,浸渍法制备的CAT-3和溶胶凝胶法制备CAT-4均可用于煤油水重整制氢反应,但CAT-3的催化活性明显高于CAT-4。利用比表面积分析仪进一步对2种催化剂进行测试,CAT-4的平均粒径为98.6×10-10m,比表面积为25.68m2/g;CAT-3的平均粒径为65.7×10-10m、比表面积为89.78m2/g。可知,CAT-4在高温煅烧发生了烧结,并产生了一些较大颗粒,因此比表面积较小,催化剂的活性受到了影响。CAT-3具有较好的热稳定性,高温煅烧后形成的颗粒细小,催化剂有较大的比表面积,因此活性较好。
3 助剂的影响
3.1 助剂La的作用
为了分析助剂La对催化效果的影响,采用不含助剂La的CAT-1和添加了La 的CAT-2作为催化剂,对煤油重整的氢气产率进行了测定,结果见图3。
从图3可知,CAT-1氢产率较低,CAT-2加入了稀土元素La,氢产率明显提高。
采用JSM-6360LV型高低真空扫描电子显微镜对两种催化剂进行观察,结果见图4。
从图4可知,加入元素La后催化剂的表面比较光滑、颗粒细小、呈现疏松多孔状结构,说明助剂La对催化剂有改性作用,可以提高活性组分的分散度,细化颗粒,增大催化剂的表面,从而提高催化剂的活性。但CAT-2稳定性不佳,仍有待于改进。
3.2 助剂Li的作用
为了分析助剂Li的效果,采用不含Li的CAT-2和加入助剂Li的CAT-3作为催化剂,比较氢产率,结果见图5。
从图5可知,用加入助剂Li的CAT-3作为催化剂,煤油重整的氢产率有所提高。碱金属Li的添加使催化剂颗粒细化,减少了发生积碳的活性集团[7]。Li可以增加载体的碱性,而碱性载体能有效的降低催化剂的积碳量[8]。从而提高催化剂的活性和稳定性。通过称量反应器反应前后的质量差的比较可以发现,CAT-3抗积碳性明显得到改善。
3.3 助剂Pt的作用
为了分析助剂Pt的效果,采用不含Pt的CAT-3和加入助剂Pt的CAT-5作为催化剂,比较氢产率,结果见图6。图6中的CAT-5(1)是先浸渍Ni后浸渍Pt再经干燥煅烧所得,CAT-5(2)是Ni和Pt一起浸渍再经干燥煅烧所得。
从图6可知,加入贵金属Pt后,CAT-5(1)和CAT-5(2)的催化活性和稳定性都有显著提高,其中CAT-5(1)活性和稳定性要优于CAT-5(2),这是因为金属Pt具有很好的抗氧化性、热稳定性和抗析碳性,CAT-5(1)采用后浸渍Pt方法,可以在催化剂表面覆盖一层性能良好的贵金属[9],提高催化剂的抗积碳性和稳定性。试验结果表明采用CAT-5(1)作为催化剂,经过煤油重整反应360min仍然可以保持良好的活性,因此是催化剂体系中性能最佳的催化剂。
4 制氢工艺的影响
制氢工艺对催化剂催化效果也有很大影响,本研究对制氢反应液空速、反应温度和水碳比的影响进行了考察。
4.1 液空速的影响
把CAT-5(1)作为催化剂进行煤油重整制氢,在反应温度为650℃,水碳比为20的条件下不同液空速对应的氢产率见图7。
从图7可知,氢产率随液空速的增加线性递减。液空速的增加,使反应器内物流流速过快,减少反应物与催化剂的接触时间,使反应进行的不彻底,导致煤油转化率降低,氢产率也随之降低。
4.2 反应的影响
把CAT-5(1)作为催化剂进行煤油重整制氢,在液空速为0.06h-1,水碳比为20的条件下,不同反应温度下的氢产率见图8。
从图8可知,氢产率随反应温度的增加而增大。这是因为煤油水重整是吸热反应,催化剂床层温度高对反应有利。但是,温度过高容易积碳,影响催化剂活性,还可能对反应器材质造成损害,另外提高反应温度将增加制氢的能耗,因此反应温度的确定应当综合考虑。
4.3 水碳比的影响
把CAT-5(1)作为催化剂进行煤油重整制氢,在反应温度为650℃,液空速为0.06h-1的条件下,采用不同的水碳比,重整制氢的氢产率见图9。
从图9可知,氢产率先随着水碳比的增加先增大后减小。这是因为在水碳比较小时催化剂易积碳失活。增加水碳比可以减少积碳,有利于维持催化剂活性和反应的进行,但是水碳比过高,会使反应空速过大、煤油的停留时间短、反应不充分,导致氢产率降低。另外,过高的水碳比增加了系统的能耗,经济上不合理。
5 结论
(1)本研究催化剂体系设计合理,制备的催化剂可用于煤油水重整制氢反应。催化剂体系中,NiLaLiPt/γ-Al2O3催化剂性能最佳。
(2)等体积分步浸渍法制备的催化剂颗粒细小,比表面积大,催化活性和稳定性优于溶胶凝胶法制备的催化剂。
(3)助剂La,Li和Pt的作用明显,La能细化催化剂颗粒,增大比表面积,提高催化剂的活性;Li和Pt能减少析碳,提高催化剂的抗积碳性,从而提高催化剂的活性和稳定性,延长催化剂的使用寿命。
(4)制氢影响因素的考察表明:液空速增大会造成氢产率下降;高温有利于反应进行;适当的增加水碳比有利于水重整反应的进行,同时降低析碳的发生有利于除碳。
参考文献
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催化反应器设计 篇11
【关键词】新型有机催化剂 合成 不对称催化
【中图分类号】G64 【文献标识码】A 【文章编号】2095-3089（2013）12-0178-02
一、手性不对称及其合成方法
手性不对称作为自然界的一种普遍的特征，多糖、核酸、蛋白质等生命活动基础大分子都是手性分子[1]。而手性在药物化学中也得到了广泛的应用，许多人工合成药物的分子具有手性的特征。而在不对称的合成反应中，手性化合物获取的有效方式是不对称催化，在这过程中通过少量的手性催化剂便可以得到大量新的光学活性物质。该种方式既可以避免一般合成方法中所产生的外消旋体的较为繁琐的拆分过程，也不需要化学计量不对称的方式要求大量手性试剂，正是这一特点使其得到了广泛的应用。
光学纯的化合物的获得途径主要有：外消旋体拆分，即底物通过与手性试剂的化学键或者是化学分子的作用将一对外消旋体分开；手性源的方式，也就是以天然手性化合物作为基础而衍生出新的手性分子，该种方式简单却只能合成有限的化合物；不对称合成的方式，就是在手性化合物的手性中心影响下，在产物中形成新的手性中心，而该种方式又可以依据手性控制方式的不同而分为对底物的手性的控制、对手性的辅助剂的诱导、具有手性特性的试剂以及不对称的有机催化等方式[2]。通过对底物中已有的手性特性的中心进行诱导而使其衍生出一个新的具有手性特征的中心即为底物手性控制；将手性片段连接于非手性的底物上实现对反应的立体控制，而在得到催化反应的产物之后又将一些起辅助作用的具有手性特征的基团予以去除则是对手性化合物的一种使用辅助剂的诱导，常用的辅剂则是未经加工的氨基酸、存在于自然界中的糖还有一些生物碱等以及相对应的衍生物；具有手性特性的试剂和一些不具有手性特性的底物发生反应而得到手性产物的方式便是手性试剂的方法；用具有手性特征的催化剂来实现对不具有手性特性的底物的诱导使其直接转化为手性产物则是不对称催化的方式。在上述几种手性不对称的合成方式中，手性催化剂是最为经济也最适于工业化的方式，其在过去几十年中也得到了广泛的应用。
二、有机催化的不对称反应
1.有机催化的不对称性的Aldol反应
有机化合物的该种不对称反应是生物和化学综合系统中产生碳-碳单键的最为基础一个反应，并且也常被应在一些较为复杂的多羟基的重要部分的构建，在后者中的应用是建立在对用作催化反应的底物进行事先活化的基础上，就是将那些以羰基为构建基础的底物催化成为烯醇或者它的等价体，这一过程也被称为间接的Aldol催化反应，随着研究的进一步深入该种间接反应的过程相对的简化，羰基底物无需预先转化。
在对不对称Aldol反应的研究中，2000年，Barbas小组实现了L一脯氨酸催化的分子间的Aldol反应，它使得烯胺活化概念得到广泛关注；2003年，Reymond等人发现H.Pro.Glu.Leu—Phc.OH寡肽能有效催化丙酮和醛的Aldol反应，该实验中得到的e.e.值为66%，但是仍能证明小分子肽也是具有潜在活性的催化剂；2004年，Gong小组发展了基于L-.脯氨酸和L-苯丙氨酸的寡肽，这种催化剂能够高区域选择性和立体性的催化羟基丙酮113和醛的Aldol反应，其产物的e.e.值为96%[3]。2009年Barbas小组利用氨基酸7l实现了羟基丙酮为给体的顺式选择性的Aldol反应，在该反应中具有较好的区域选择性，并且这种非对映和立体选择性分别达到了18：1d.r.和98%e.e.实验过程中，在氢键的作用下，乙烯氨作为反应的中间体占据优势二使得产物成顺式结构为主体的形式，而后面的研究者发展了轴手性氨基酸磺酰胺催化剂127，在5%的催化剂用量下便可以获得高选择性的顺式Aldol产物。上述诸种催化试验和研究成果都会存在一定底物的局限性，但都为顺式选择性Aldol反应的研究奠定了基础。
2.有机催化的不对称Mannich反应
Mannich反应是含氮分子构建的有效方法之一，在该反应中两分子的羰基化合物与一分子的胺（即三组分）缩合成β-氨基-羰基化合物，Mannich反应又分为直接与间接反应两种。从2001年第一例脯氨酸催化的具有较高选择性的一个三组分催化反应被报道以来该领域的研究不断被业界所关注，先后实现了一些羟基衍生物、丙氨酸的衍生物以及L-脯氨酸的衍生物等的该种催化反应，这些反应中的物质都变现出了其在催化作用中的较高的活性和选择性。
3.有机催化的不对称MichaeI加成反应
Michael加成反应是亲核试剂对α、β-不饱和以羟基为基础β-位共轭加成，它在有机催化合成实验中是构建碳-碳的有效方式之一。学术界对该种不对称但应有较多的研究并发展了许多以金属为实验基础的具有手性特性的有机催化剂，以及对一些较小分子的该种不对称反应也逐渐的受到关注。尤其是将烯胺的催化和活化作为基础概念的催化方式，成为该种不对称加成反应实现的重要方法[4]。
三、新型手性二级胺一双酰胺催化的不对称Aldol反应研究
对于新型手性二级胺-双酰胺进行有机催化作用中的不对称性研究，首先要进行催化反应实验条件的筛选，实现最优化，然后再将底物予以扩展，并且通过反应机理的探讨来得到相应的结论。
在该实验中，我们选取具有手性特性的二级胺——双酰胺化合物14位-19位（如下图所示）作为催化剂，将反应的模板确定为硝基苯甲醛20a和环己酮21两者间的不对称催化反应，在此基础上筛选实验的最优条件。一般而言，室温下条件下，以氯仿作为实验的溶剂，而将乙酸用作试验中催化剂的一种共轭的加强酸，并以该种条件来对催化剂的14位到19位予以最优筛选。然后我们选定15为最优催化剂进一步筛选条件。在溶剂的筛选过程中，我们发现，试验中的15位的催化剂有较广的溶剂适用范围。而对于催化底物的扩展我们选择以2位的丁酮23用作不对称催化反应的一个给体。在-40℃时，由于发展后的15位的催化剂的作用，试验中两种试剂主要是位置的反应，在该反应中的产物产率和值都比较高，其中反式构型产物的e.e.值为99%[5]。从上述实验中我们可以看到新型催化剂引起分子构建及其底物的选择等都会对其具有的活性特征和自身的选择特性产生影响，从而影响其在不对称催化中的作用。
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催化反应器设计 篇12
1工艺流程(1)
由图1可以看出,重汽油馏分自加氢反应器出来,冷却后经高、低压分离器分离出气体,然后在进料换热器中与稳定塔底汽油换热,最后进入汽油稳定塔。溶解在油中的液态烃、C1、C2、硫化氢、氢气等轻组分从稳定塔塔顶被分离出来,冷凝后获得的液相,部分回流到塔顶,部分作为液化气产品送出装置。从塔底分馏出重汽油馏分(中间产品),冷却后与来自预处理工序切割出来的轻馏分汽油混合,获得目的产品RIDOS汽油。汽油稳定塔的工艺参数和塔板结构决定着最终产品的质量能否达到要求。
2 工艺模拟计算
2.1 进料情况及产品质量要求
温度为120℃,压力为1.90MPa时,稳定塔的进料情况如表1所列。
产品质量要求:(1)塔顶液相出料,塔顶液化气中C5的摩尔分数应小于0.5%;(2)塔底出料,塔底汽油中C4的质量分数应小于2%。
2.2 简捷计算
根据设计条件,采用流程模拟计算软件Aspen Plus进行稳定塔的工艺模拟计算。由于物料系统中含有烃类、H2S、H2等,所以选用针对石油而调整的状态方程Peng-Robinson计算汽液平衡和物性。水相采用游离水的计算。由于在图1所示的流程中含有1个断裂流股(循环流),所以采用稳定性好、收敛速度快的Wegstein算法进行迭代。首先对稳定塔做简捷计算,目的是为详细、严格计算提供适当初始值,如理论板数、回流比、进料位置等。在待研究的物料体系中,轻关键组分为C4,重关键组分为C5。稳定塔的操作条件:塔顶、塔底压力分别为1.70,1.76MPa;塔顶冷凝温度为40℃。初步模拟计算表明,稳定塔的理论板应为24块(包括冷凝器和再沸器)。根据分离要求,还运用Aspen Plus软件对稳定塔的回流比和进料位置进行了优化。
2.2.1 回流比
由于理论上回流比越大,分离效果越好,但随着回流比的增大,再沸器和冷凝器的热负荷也随之增大,致使操作费用增大[1],所以在满足分离要求的前提下应尽量使用较小回流比,以降低能耗。在其他条件不变的情况下,回流比对分离要求的影响如图2和图3所示。
由图2和图3可以看出,分离效果随回流比的增大而提高。回流比大于1.5时,塔顶液化气中C5的含量和塔底汽油中C4的含量均变化很小,且均已远远满足产品的分离要求。由于继续增大回流比对分离效果影响已不显著,但却会使再沸器和冷凝器的热负荷增加,所以将回流比确定为1.5比较合适。
2.2.2 进料位置
进料位置过高或过低对分离均不利,其结果都将使所需的理论塔板数增多,或分离效果下降[2]。在冷凝器为第1块理论板,塔釜再沸器为第24块理论板,总理论板数和回流比均不变的条件下,进料位置对分离效果的影响如图4和图5所示。
由图4和图5可以看出,进料位置过高或过低分离效果均不好,均会使产品质量下降。进料位置为第12～15块板时, 塔顶液化气中C5和塔底汽油中C4的含量均处于最低值,进料位置变化对分离效果影响很小。确定加氢重汽油从第14块板进入稳定塔。
2.3 严格计算
采用简捷法计算出理论板数,获得优化回流比和进料位置后,再进行稳定塔的严格模拟计算。计算模块为严格精馏(RadFrac)模型。选择冷凝器中的游离水(Vapor-Liquid-Free Water Condenser)计算规定,算法为STANDARD标准算法。当理论板为24块,进料位置为第14块板,回流比为1.5时,产品组成模拟计算结果如表2所列。
由表2可以看出,塔底汽油中C4的质量分数为0.63%,达到了应小于2%的分离要求。塔顶液相产品(液化气)中C5的摩尔分数为0.01%,满足小于0.50%的设计要求。
3 塔板设计和水力学核算
3.1 塔板型式
根据操作要求和物性条件,稳定塔采用板式结构,塔板选用性能优良、造价低廉的F-1型重盘式浮阀塔盘。重盘式浮阀塔在国内外获得广泛使用,积累了许多设计和使用经验[3]。F-1型是重盘式浮阀塔盘中的最基本型式,国外称为V-1型,具有生产能力大、操作弹性大、在较宽的气速变化范围内板效率变化较小等优点。由于气液接触状态良好,气体在阀片下面以水平方向从阀周吹入液层,雾沫夹带量小,所以塔板的分离效率较高。由于塔板上没有结构复杂的障碍物,所以液面梯度较小,气液接触均匀,压降也小。同时,F-1型浮阀塔盘还具有性能良好、结构简单、节省材料、制造方便且安装容易等特点。
3.2 结构尺寸
塔板型式确定后即可根据塔板的气液相负荷情况设计塔板结构。设计塔板的基本程序:(1)选择板间距并初步确定塔径;(2)根据初选塔径对浮阀塔板进行详细设计,包括溢流装置(液流形式、降液管及溢流堰尺寸),板面布置(浮阀尺寸、布置、开孔率等)等;(3)校核设计结果,对某些参数予以修正和优化。
3.2.1 各层塔板上的气液相及工艺参数分布
由Aspen Plus计算得到的塔板水力学数据,即各层塔板上的气液相及工艺参数分布情况分别如表3和表4所列。
3.2.2 全塔结构尺寸
根据表3及表4数据,采用塔板计算软件计算塔的结构尺寸。理论板为24块(包括冷凝器和再沸器),板效率取55%,实际板为40块。根据液相负荷,塔板的液流形式选单溢流[4]。泛点率取80%。计算结果如表5所列。
3.3 水力学核算
采用FRI软件核算稳定塔的流体力学。计算塔板流体力学的目的是检验所设计的塔板能否正常操作,以便决定是否需要对某些尺寸进行适当调整。最后,为全面而形象地揭示稳定塔的操作性能,可做出塔板负荷性能图。在精馏段和提馏段最大气液负荷处的塔板水力学计算结果如表6所列,对应塔板负荷性能如图6和图7所示。
喷射液泛是由液体流量较小,气相流量较大,塔板处于喷射操作,被携带到上一块塔板上的液体积聚而引起的,属于喷射雾沫夹带液泛[5]。由表6、图6和图7可以看出,设计的塔板可完全满足水力学要求。精馏段和提馏段的操作点都处在适宜的操作范围内。雾沫夹带分率较小;设计气速约为漏液点气速的150%;3种液泛分率(体系极限、降液管和喷射液泛)均小于80%,可保证稳定塔具有一定操作弹性。
4 实际生产验证
正常生产时,稳定塔的操作条件和产品质量如表7及表8所列。
由表7和表8可以看出,模拟计算结果与实际生产数据吻合得很好,产品质量满足分离要求,表明稳定塔的精馏效果较好。此外,稳定塔的操作弹性还较大。无论是开车初期气液相负荷较低时,还是正常生产满负荷操作时,稳定塔均能平稳运行。无论是进料量发生变化时,还是根据生产要求调整塔顶、塔底产品采出量时,产品组成均能达到设计要求。
5 结束语
由汽油稳定塔的实际操作及产品质量状况可以看出,稳定塔的设计是成功的。稳定塔运行平稳,各项设计指标均达到或超过了分离要求,说明稳定塔工艺参数的模拟计算和塔板设计是成功的。
参考文献
[1]谭天恩,麦本熙,丁惠华.化工原理[M].北京:化学工业出版社,1996.
[2]王松汉.石油化工设计手册:第3卷[M].北京:化学工业出版社,2002:1180-1200.
[3]兰州石油机械研究所.现代塔器技术[M].北京:中国石化出版社,2005.
[4]《化学工程手册》编辑委员会.化学工程手册:第3卷[M].北京:化学工业出版社,1989:13-109.