книги из ГПНТБ / Тюряев И.Я. Теоретические основы получения бутадиена и изопрена методами дегидрирования

И з б и р а т е л ь н о с т ь . Поскольку величина WIF, а также изменение температуры по реактору известны, избирательность лег­ ко можно рассчитать по уравнениям (IX,4) и (IX,8). Для этого в простейшем случае по средней температуре в реакторе по уравне­ нию (IX,5) находится константа скорости крекинга и далее по урав­ нению (IX,4) определяется величина хк — доля бутана, разлагаю-

Рнс. 50. Изотермы и адиабаты дегидрирования бутана по уравнениям (IX ,16) и (IX,8а).

щегося в результате крекинга. Согласно определению, избиратель­ ность

З а у г л е р о ж е н н о с т ь к а т а л и з а т о р а . По величи­ не W/F и Q определяется время пребывания (мин) катализатора в реакторе:

_ W/F • 60 58Q '

Как в случае расчета избирательности, по средней температуре в реакторе рассчитывается величина А г (IX,7) и далее по уравнению (IX,6) определяется зауглероженность в процентах к весу катали­ затора.

С о с т а в к о н т а к т н о г о г а з а . Объем получаемого кон­ тактного газа рассчитывается по коэффициенту увеличения объема газа а = 1 + 1,1 Х к. Содержание С4Н8 + С4Н0 в газе равно Ху Іа, а водорода — Xyß/a. Количество продуктов, получаемых в резуль­ тате крекинга, рассчитывается по величине хк и уравнению крекин­ га:

226

Количество бутадиена с достаточной точностью можно принять рав­ ным 0,1 количества C4HS + C4HG

Гидродинамические расчеты (сопротивления слоя, высоты затво­ ров, распределительных устройств для катализатора) проводятся известными методами [349, 355].

П р о в е р к а р а с ч е т о в . При оптимальном режиме вьь ход по расчету 40 об. %, конверсия 50 об. %; выход на полупромыш­ ленной установке при тех же условиях 40—41 об.%, конверсия — 48—52 об.% [354].

Для более строгого определения оптимальной конверсии и опти­ мальных условий математическое описание необходимо дополнить уравнениями, связывающими себестоимость бутилена с технологи­ ческими параметрами, а системы уравнений решать с помощью вы­ числительных машин.

ОСНОВЫ РАСЧЕТА РЕАКТОРА СО ВЗВЕШЕННЫМ СЛОЕМ КАТАЛИЗАТОРА [191, 354]

Характеристика реактора. Основное отличие реактора со взвешенным слоем от реактора с плотным слоем движущегося шари­ кового катализатора заключается в том, что в реакторе первого типа процесс дегидрирования определяется не только температурой, ско­ ростью подачи бутана и циркуляцией катализатора, но и гидродина­ мическими факторами — проскоком газа в виде пузырей и перемеши­ ванием частиц катализатора. Рассмотрим реактор со взвешенным слоем катализатора, секционированный решетками провального типа, схема которого представлена на рис. 51.

Математическое описание процесса. Стехиометрические уравне­ ния и уравнения скоростей реакций для этого реактора остаются те­ ми же, с той лишь разницей, что в уравнение скорости основной ре­ акции должен быть введен коэффициент <р, учитывающий проскок газа в виде пузырей:

Скорости крекинга и углеотложения в первом приближении не зависят от проскока газа; скорость углеотложения не зависит от объемной скорости, поэтому проскок бутана не влияет на зауглероженность катализатора. В связи с этим соотношение основной и побочных реакций при дегидрировании бутана во взвешенном слое катализатора. несколько отличается от соотношения скоростей в

реакторе с плотным слоем катализатора. Это сказывается на величи­

равно количеству слоев, связывают температуру катализатора в слое с кратностью циркуляции катализатора, температурой ката­

228

ккалімоль ■град, и катализатора, ккал/кг ■град; А Х 1г АХ2, ..., Х к—

ном виде фигурируют две величины: критическая скорость газа wKр и эффективность решеток по перемешиванию твердой фазы т].

Для катализатора К-5 [354] критическая скорость (м/сек)

через реактор, кг/сек; Gp — количество катализатора (кг/сек), кото­ рое решетка способна пропустить при данной скорости газа в ее отверстиях.

При проектировании секционирующих решеток провального ти­ па кроме эффективности необходимо определить их производитель­ ность по твердой фазе и высоту разреженной зоны, образующейся под решетками этого типа. До сих пор не было способа расчета ре­ шеток провального типа, допускающих обратное смешение твердых фаз, хотя именно такие решетки применяют в реакторах дегидри­ рования бутана и изопентана вследствие их большой, надежности в эксплуатационном отношении. Расчет решеток с переточивши труб­ ками, при использовании которых перемешивание твердых частиц исключается, подробно разработан Орочко и сотр. [356].

Р а с ч е т р е ш е т о к [264]. Литературные данные по иссле­ дованию ситчатых провальных решеток для секционирования реак­ торов со взвешенным слоем катализатора почти отсутствуют.

Свободное истечение мелкозернистого материала через одиночное отверстие изучалось в работах [357, 358]. Показано [357], что в этом случае скорость истечения q выражается уравнением

<7 = ц (х>У 2gr,

где ц — коэффициент, со — площадь отверстия, т— радиус отвер­ стия.

Условия, при которых частицы взвешенного слоя начинают про­ валиваться через отверстия поддерживающих (распределительных) решеток, исследованы в работах [358, 359]. По данным работы [358], скорость газа в отверстиях, при которой начинается проваливание частиц через распределительную решетку, зависит от конструкции решетки и определяется только свойствами газа и твердых частиц.

229

В работе [264] исследование ситчатых решеток проводилось на стеклянных моделях диаметром 56 и 105 мм. Характеристика приме­ нявшегося мелкозернистого материала приведена в табл. 76. Взве­ шенный слой создавался воздухом, углекислым газом или водоро­ дом.

стиях решеток), при которой просыпание частиц через отверстия прекращается; определение пропускной способности решеток во всем интервале скоростей подачи газа от w = 0 до w = wnр.

На основании общих соображений и анализа эксперименталь­ ных данных [357, 358] можно предположить, что скорость свободно­ го истечения мелкозернистого материала GMaKC— функция плот­ ности слоя ртв, диаметра отверстия решетки d0, числа решеток п и ускорения силы тяжести g, т. е.

Смаке = Ф (Ртв> ^оі ё)- (IX, 14)

В уравнении (IX,14) четыре размерные величины (я = 4) и три основные размерности (р = 3). По теории подобия, число безразмер­ ных групп, определяющих данное явление, равно п — р — 4 —3 = = 1. В соответствии со сказанным, уравнение (IX,14) можно пере­ писать следующим образом:•

в котором левая часть уравнения и есть искомая безразмерная груп­ па. Методом анализа размерностей найдено, что а — 1, b = 1, с = 2,5, d = 0,5; откуда

230

Экспериментальные данные, обработанные по этому уравнению, представлены на рис. 52, из которого следует, что левая часть урав­ нения (IX ,16) является линейной функцией п, откуда

^макс “ ^Ртв^^О V gd0.

Так как ndl = - (fs — площадь отверстия решеток), то

Полученные и обработанные по уравнению (IX, 17) опытные дан­ ные представлены на рис. 53. Экспериментальные точки хорошо

Спаңа

укладываются на прямые, угол наклона которых зависит от свойств

Предельная скорость газа. Скорость газа в отверстиях решетки, при которой проваливание частиц полностью прекращается (предель­ ная скорость 0Упр), в общем случае определяется физическими свой­ ствами газа (плотностью рг, вязкостью р) и твердых частиц (плотнос­ тью ртв, максимальным размером частиц dMакс), диаметром отвер­ стий (da) и относительной площадью отверстий / решетки *. Установ­ лено, что высота слоя мелкозернистого материала практически не влияет на предельную скорость. Таким образом,

^пр = Ф (do< рг> Pi gt Ртві dbsaiic, f)- (IX,18)*

* Относительная площадь отверстий равна площади отверстий, деленной на

п<&

площадь сечения реактора г = — . Эта величина влияет на неравномерность

скорости в отверстиях решетки.

231

Уравнение (IX ,18) в критериальной форме имеет вид

Функциональная зависимость Renp от каждой из безразмерных групп представлена на рис. 54. По этим данным,

спалс

Рис. 54. Зависимость критерия Renp от безразмерных параметров по уравнению (IX,20).

Полученные результаты графически представлены на рис. 55

Renp = ІО2/ -т-^2— Лг0,5

“ макс

(IX,21)

Данные работы [359] также соответствуют этому уравне­ нию. Решив уравнение(IX,21) относительно w„p, получим

Среднее отклонение опытных значений от рассчитанных по урав­ нению (IX,22) не превышает 10 отн.%.

Пропускная способность ситчатых решеток по мелкозернистому материалу при 0 < w < w„р. При наличии газового потока через

232

отверстия решетки ее пропускная способность зависит от конструк­ ции решетки, свойств частиц и характеристики газового потока. Если пропускную способность решетки Gp выразить в долях от максимальной то

Y'—~— = Ф (®пр> ^макс)>

и макс

где шыакс = w -[- Дш — скорость газа в отверстиях относительно частиц, падающих со скоростью Дш.

По данным работы [264 ],

Расчет эффективности решеток [360]. Итак, при расчетах аппа­ ратуры с мелкозернистым материалом могут быть использованы уравнения (IX ,17), (IX,22) и (IX,23).

Величину (імакс (максимальный размер частиц катализатора), используемую в уравнении (IX,22), можно экспериментально опре­ делить в случае применения катализатора узкого фракционного со­ става. Между тем в промышленных установках используется ката­ лизатор широкого фракционного состава с большим содержанием пыли (размер частиц менее 70 мкм). В этом случае при значительных скоростях газа экспериментально очень трудно уловить момент начала просыпания частиц в отверстия решетки, что необходимо для опытного определения предельной скорости шпр, поэтому воз­ можны значительные погрешности. Значения предельных скоростей можно найти экстраполяцией приведенных выше данных по про­ пускной способности решеток для твердой фазы при 0 <С ш < шпр. Полученные таким образом результаты показывают, что для частиц различных материалов (катализатор, песок, крошка диатомого кирпича) размером 200—600 мкм предельная скорость газа мало за­ висит от размера частиц. Однако для частиц размером менее 200 мкм наблюдается значительное увеличение предельной скорости при про­ чих равных условиях, что, по-видимому, объясняется явлением агрегации [215], поэтому определение зависимости предельных ско­ ростей газа от гидродинамических условий для частиц менее 200 мкм

водород, углекислый газ) и секционирующих решеток (d0 = 2 4-20 M M , f до 0,16), как видно из рис. 56, удовлетворительно описыва­ ются уравнением

Экспериментальные данные по пропускной способности ситчатых решеток для твердой фазы для частиц размером 200—600 мкм

233

при скоростях газа в отверстиях решеток 0 < ш < шпр представле­

Рис. 56. Зависимость предельной скорости газа в отверстиях ситчатых решеток по уравнению (IX,24). Частицы и газы — те же, что и на рис. 55; D — 56 ч- 250 мм.

удовлетворительно ложатся на кривую, описываемую уравнением

Рис. 57. Зависимость пропускной способности ситчатых решеток по твердой фазе от скорости газа в отверстиях решетки:

I — к а тал и за то р К -5, 2 — диатом овы й ки рпи ч . 3 — песок; 4 — теп лон оси тель.

Если эти данные графически представить в координатах

Q

lg-pr-2------ w, то они изображаются в виде кривых, типичный при- ^макс

мер которых показан на рис. 58, а. Кривые имеют по три характер­ ных участка в зависимости от скорости газа в отверстиях решетки;

234

Рис. 58. Зависимость пропускной способности решеток от ско­ рости газа в отверстиях решеток:

а — общ ий вид кри вой , б — зави си м ость д л я к а тал и за то р а K-5.

тически приближается к прямой, параллельной оси ординат и прохо­ дящей через точку, абсцисса которой w = wnp. Для частиц разме­ ром менее 100 мкм критическая скорость незначительна (для частиц катализатора с dcp = 60 мкм она меньше 0,5 смісек), поэтому пер­ вый участок кривой для таких частиц практически отсутствует. Поскольку наклон прямолинейных участков кривых для различ­ ных материалов приблизительно одинаков, то в этом случае можно принять, что зависимость lg (Gp/GMaKC) от w до некоторого зна­ чения w < щ„р выражается прямой, проходящей через начало ко­ ординат.

Из опытных данных для частиц катализатора дегидрирования бутана (dcp = 50 мкм), представленных на рис. 58, б, найдено

Для катализатора К-5 это уравнение справедливо при значениях скорости газа в отверстиях решеток до 4—5 м!сек\ в промышленных реакторах дегидрирования скорость газа в отверстиях решеток ни­ же, а потому уравнение (IX,26) достаточно для расчета величины Gp.

Таким образом, эффективность провальных решеток, применяе­ мых для секционирования промышленных реакторов дегидрирова­ ния бутана, можно рассчитать по уравнениям (IX ,13) и (IX,26).

Вьхота разреженной зоны под решеткой [361 ]. При исследовании аппаратов со взвешенным слоем, секционированных решетками провального типа, и эксплуатации крупных установок с такими ре­

235