ITMI20130093A1 - Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry - Google Patents

Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry

Info

Publication number
ITMI20130093A1
ITMI20130093A1 IT000093A ITMI20130093A ITMI20130093A1 IT MI20130093 A1 ITMI20130093 A1 IT MI20130093A1 IT 000093 A IT000093 A IT 000093A IT MI20130093 A ITMI20130093 A IT MI20130093A IT MI20130093 A1 ITMI20130093 A1 IT MI20130093A1
Authority
IT
Italy
Prior art keywords
reactor
gas
height
zone
hold
Prior art date
Application number
IT000093A
Other languages
English (en)
Inventor
Alberto Maria Antonio Malandrino
Vincenzo Piccolo
Original Assignee
Eni Spa
Priority date (The priority date is an assumption and is not a legal conclusion. Google has not performed a legal analysis and makes no representation as to the accuracy of the date listed.)
Filing date
Publication date
Application filed by Eni Spa filed Critical Eni Spa
Priority to IT000093A priority Critical patent/ITMI20130093A1/it
Priority to PCT/EP2014/051207 priority patent/WO2014114661A1/en
Priority to ES14701177T priority patent/ES2892308T3/es
Priority to CN201480006117.9A priority patent/CN104955559B/zh
Priority to EP14701177.9A priority patent/EP2948241B1/en
Priority to HUE14701177A priority patent/HUE056571T2/hu
Priority to PT147011779T priority patent/PT2948241T/pt
Priority to RS20211255A priority patent/RS62439B1/sr
Priority to RU2015130845A priority patent/RU2656024C2/ru
Priority to US14/758,315 priority patent/US9850436B2/en
Priority to PL14701177T priority patent/PL2948241T3/pl
Publication of ITMI20130093A1 publication Critical patent/ITMI20130093A1/it
Priority to SA515360796A priority patent/SA515360796B1/ar

Links

Classifications

    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J8/00—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes
    • B01J8/18—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes with fluidised particles
    • B01J8/20—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes with fluidised particles with liquid as a fluidising medium
    • B01J8/22—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes with fluidised particles with liquid as a fluidising medium gas being introduced into the liquid
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J8/00—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes
    • B01J8/18—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes with fluidised particles
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J8/00—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes
    • B01J8/18—Chemical or physical processes in general, conducted in the presence of fluids and solid particles; Apparatus for such processes with fluidised particles
    • B01J8/1809—Controlling processes
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
    • C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
    • C10G45/00—Refining of hydrocarbon oils using hydrogen or hydrogen-generating compounds
    • C10G45/02—Refining of hydrocarbon oils using hydrogen or hydrogen-generating compounds to eliminate hetero atoms without changing the skeleton of the hydrocarbon involved and without cracking into lower boiling hydrocarbons; Hydrofinishing
    • C10G45/14—Refining of hydrocarbon oils using hydrogen or hydrogen-generating compounds to eliminate hetero atoms without changing the skeleton of the hydrocarbon involved and without cracking into lower boiling hydrocarbons; Hydrofinishing with moving solid particles
    • C10G45/16—Refining of hydrocarbon oils using hydrogen or hydrogen-generating compounds to eliminate hetero atoms without changing the skeleton of the hydrocarbon involved and without cracking into lower boiling hydrocarbons; Hydrofinishing with moving solid particles suspended in the oil, e.g. slurries
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
    • C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
    • C10G47/00—Cracking of hydrocarbon oils, in the presence of hydrogen or hydrogen- generating compounds, to obtain lower boiling fractions
    • C10G47/24—Cracking of hydrocarbon oils, in the presence of hydrogen or hydrogen- generating compounds, to obtain lower boiling fractions with moving solid particles
    • C10G47/26—Cracking of hydrocarbon oils, in the presence of hydrogen or hydrogen- generating compounds, to obtain lower boiling fractions with moving solid particles suspended in the oil, e.g. slurries
    • C—CHEMISTRY; METALLURGY
    • C10—PETROLEUM, GAS OR COKE INDUSTRIES; TECHNICAL GASES CONTAINING CARBON MONOXIDE; FUELS; LUBRICANTS; PEAT
    • C10G—CRACKING HYDROCARBON OILS; PRODUCTION OF LIQUID HYDROCARBON MIXTURES, e.g. BY DESTRUCTIVE HYDROGENATION, OLIGOMERISATION, POLYMERISATION; RECOVERY OF HYDROCARBON OILS FROM OIL-SHALE, OIL-SAND, OR GASES; REFINING MIXTURES MAINLY CONSISTING OF HYDROCARBONS; REFORMING OF NAPHTHA; MINERAL WAXES
    • C10G49/00—Treatment of hydrocarbon oils, in the presence of hydrogen or hydrogen-generating compounds, not provided for in a single one of groups C10G45/02, C10G45/32, C10G45/44, C10G45/58 or C10G47/00
    • C10G49/10—Treatment of hydrocarbon oils, in the presence of hydrogen or hydrogen-generating compounds, not provided for in a single one of groups C10G45/02, C10G45/32, C10G45/44, C10G45/58 or C10G47/00 with moving solid particles
    • C10G49/12—Treatment of hydrocarbon oils, in the presence of hydrogen or hydrogen-generating compounds, not provided for in a single one of groups C10G45/02, C10G45/32, C10G45/44, C10G45/58 or C10G47/00 with moving solid particles suspended in the oil, e.g. slurries
    • H—ELECTRICITY
    • H01—ELECTRIC ELEMENTS
    • H01L—SEMICONDUCTOR DEVICES NOT COVERED BY CLASS H10
    • H01L21/00—Processes or apparatus adapted for the manufacture or treatment of semiconductor or solid state devices or of parts thereof
    • H01L21/67—Apparatus specially adapted for handling semiconductor or electric solid state devices during manufacture or treatment thereof; Apparatus specially adapted for handling wafers during manufacture or treatment of semiconductor or electric solid state devices or components ; Apparatus not specifically provided for elsewhere
    • H01L21/67005—Apparatus not specifically provided for elsewhere
    • H01L21/67242—Apparatus for monitoring, sorting or marking
    • H01L21/67276—Production flow monitoring, e.g. for increasing throughput
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J2208/00—Processes carried out in the presence of solid particles; Reactors therefor
    • B01J2208/00008—Controlling the process
    • B01J2208/00584—Controlling the density
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J2219/00—Chemical, physical or physico-chemical processes in general; Their relevant apparatus
    • B01J2219/00049—Controlling or regulating processes
    • B01J2219/00191—Control algorithm
    • B01J2219/00193—Sensing a parameter
    • B01J2219/00195—Sensing a parameter of the reaction system
    • B01J2219/002—Sensing a parameter of the reaction system inside the reactor
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J2219/00—Chemical, physical or physico-chemical processes in general; Their relevant apparatus
    • B01J2219/00049—Controlling or regulating processes
    • B01J2219/00191—Control algorithm
    • B01J2219/00209—Control algorithm transforming a sensed parameter
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J2219/00—Chemical, physical or physico-chemical processes in general; Their relevant apparatus
    • B01J2219/00049—Controlling or regulating processes
    • B01J2219/00243—Mathematical modelling
    • B—PERFORMING OPERATIONS; TRANSPORTING
    • B01—PHYSICAL OR CHEMICAL PROCESSES OR APPARATUS IN GENERAL
    • B01J—CHEMICAL OR PHYSICAL PROCESSES, e.g. CATALYSIS OR COLLOID CHEMISTRY; THEIR RELEVANT APPARATUS
    • B01J2219/00—Chemical, physical or physico-chemical processes in general; Their relevant apparatus
    • B01J2219/00049—Controlling or regulating processes
    • B01J2219/00245—Avoiding undesirable reactions or side-effects
    • B01J2219/0025—Foam formation

Landscapes

  • Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Engineering & Computer Science (AREA)
  • Organic Chemistry (AREA)
  • Chemical Kinetics & Catalysis (AREA)
  • Oil, Petroleum & Natural Gas (AREA)
  • Combustion & Propulsion (AREA)
  • General Chemical & Material Sciences (AREA)
  • Physics & Mathematics (AREA)
  • General Physics & Mathematics (AREA)
  • Automation & Control Theory (AREA)
  • Condensed Matter Physics & Semiconductors (AREA)
  • Manufacturing & Machinery (AREA)
  • Computer Hardware Design (AREA)
  • Microelectronics & Electronic Packaging (AREA)
  • Power Engineering (AREA)
  • Physical Or Chemical Processes And Apparatus (AREA)
  • Devices And Processes Conducted In The Presence Of Fluids And Solid Particles (AREA)
  • Production Of Liquid Hydrocarbon Mixture For Refining Petroleum (AREA)

Description

"METODO PER LA MASSIMIZZAZIONE DEL VOLUME DI REAZIONE IN UN REATTORE IN FASE SLURRYâ€
La presente domanda riguarda un metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry, il quale più in particolare prevede il posizionamento di densimetri nucleari in reattori slurry bubble column (SBC) ad alta pressione e temperatura, ad altezza definite, e l’ottimizzazione dei parametri di esercizio mediante un algoritmo su dati sperimentali.
L’invenzione permette di prevedere l’estensione della zona a bassa densità e il gas hold-up nella zona superiore di un reattore slurry, preferibilmente di un reattore slurry di hydrocracking. In tal modo à ̈ possibile minimizzare tale zona e, di conseguenza, massimizzare il volume di reazione.
Le colonne a bolle per l’hydrocracking di residui pesanti, con uscita unica per slurry e gas, possono presentare nella zona superiore un gas hold-up molto superiore (70-90 %) a quello della parte inferiore della colonna (10-40 %), dovuto alla formazione di una fase schiumosa. La presenza della zona a elevato gas hold-up diminuisce il volume di slurry contenuto nel reattore e quindi influenza negativamente la sua capacità specifica di conversione.
In assenza di ogni strumento predittivo la presenza o meno di una fase a bassa densità nella parte superiore del reattore à ̈ in genere dedotta solo dall’analisi del profilo di pressione lungo l’asse del reattore: se tale profilo ha una pendenza all’incirca costante allora la densità nel reattore à ̈ all’incirca costante; se invece tale profilo mostra un cambio di pendenza, ciò vuol dire che si à ̈ verificato un cambio di densità, dovuto presumibilmente alla presenza di una fase schiumosa.
L’utilizzo della tecnica del profilo di pressione richiede però che i misuratori di pressione siano installati con una certa frequenza lungo l’asse del reattore. Inoltre questa misura fornisce solo informazioni “a posteriori†, cioà ̈ quando il fenomeno à ̈ già avvenuto. E’ importante quindi poter prevedere le condizioni operative per cui si verifica la presenza di schiume. E’ opportuno quindi disporre di un metodo che permetta di individuare le condizioni operative che minimizzano l’estensione della zona a bassa efficienza di conversione.
E’ noto dalla letteratura (Guitian J., Joseph D., “How Bubbly Mixture Foam and Foam Control Using a Fluidized Bed†, Int. J . Multiphase Flow, Vol.24, N.1, pp.1-16, 1998) che i parametri operativi che regolano la comparsa di questa fase sono le velocità superficiali del gas e dello slurry. Per una data velocità dello slurry, esiste una velocità critica del gas al di sopra della quale si ha la comparsa delle schiume. Riducendo il valore di velocità di slurry, la velocità critica del gas si riduce.
La presenza di una fase schiumosa può essere indesiderata non solo perché riduce il volume utile ai fini della reazione, ma anche perché tale fase si trasferisce nella “transfer line†(linea di trasferimento dal reattore al separatore) e nel separatore, e qui può indurre difficoltà nella separazione gas/liquido.
E’ stato ora trovato un metodo che permette di prevedere il gas hold-up in funzione delle condizioni sperimentali (portata di gas e di liquido, densità del gas e dello slurry, ecc) ed inoltre permette di verificare il regime fluidodinamico di funzionamento, consentendo all’utilizzatore di evitare condizioni indesiderate (presenza di schiume) e di massimizzare il volume di reazione disponibile, il quale si basa su misure di densità di miscela ottenute con densimetri nucleari posti all’interno del reattore a diverse quote e sull’utilizzo di un algoritmo descrivente il gas hold-up all’interno di una slurry bubble column.
Tale metodo può essere applicato a tutti i reattori in fase slurry, preferibilmente per reazioni di conversione residui pesanti a distillati o idrogenazione o idrodesolforazione o hydrocracking, ed in particolare alle colonne a bolle (slurry bubble columns).
Il metodo, oggetto della presente invenzione, per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry mediante la determinazione del rapporto (f) fra l’altezza delle schiume (Hf) e l’altezza del reattore (HR) per mezzo di un algoritmo definente il gas hold–up in tre zone, una prima zona inferiore in cui si instaura un regime a bolle, una seconda zona intermedia dove può verificarsi la presenza di schiume, una terza zona posta nella parte superiore semisferica in cui la miscela multifase viene accelerata fino a raggiungere le condizioni di uscita, essendo il gas hold-up medio dato dalla media pesata di ciascuno dei tre gas hold-up delle tre zone, à ̈ caratterizzato dal fatto di utilizzare densimetri nucleari posizionati all’interno del reattore ad altezze diverse e di comprendere:
• il misurare, per ogni densimetro nucleare utilizzato, valori della densità del gas, relativi a differenti velocità del gas e/o dello slurry, che corrispondono mediante detto algoritmo a calcolati valori di gas hold-up,
• il rilevare,
con un gas hold-up calcolato minore di 40 %, l’assenza di schiume almeno fino all’altezza in cui à ̈ posizionato il densimetro la cui densità misurata corrisponde a detto gas hold-up,
con un gas hold-up maggiore di 70 %, la presenza di schiume a partire almeno dall’altezza del reattore in cui à ̈ posizionato il densimetro la cui densità misurata corrisponde a detto gas holdup,
• il determinare, infine, mediante detto algoritmo, il rapporto f e l’ estensione in altezza della eventuale presenza di schiume, calcolando la conseguente altezza Hf.
L’altezza (HR) à ̈ l’altezza “tangent to tangent†del reattore, cioà ̈ l’altezza della parte cilindrica del reattore.
I densimetri nucleari utilizzati sono preferibilmente almeno due, più preferibilmente almeno tre.
Nel caso di due densimetri nucleari utilizzati essi sono preferibilmente posizionati ad altezza fra H/4 e H/6 e fra H/10 e H/5, essendo H l’altezza “tangent to tangent†(linea tra il reattore e il separatore) del reattore.
Nel caso di tre densimetri nucleari utilizati essi sono preferibilmente posizionati ad altezza fra H/4 e H/5, fra H/9 e H/11 e fra H/6 e H/7 del reattore, essendo H l’altezza “tangent to tangent†del reattore.
Nel caso di almeno due densimetri nucleari utilizzati, i parametri relativi alle schiume sono messi a punto per la miscela reattiva sperimentale con una procedura di ottimizzazione che consiste nel variare le velocità superficiali di gas in modo da ottenere letture al densimetro superiore di densità simili a quelle lette dal densimetro inferiore o molto più basse, caratteristiche della fase schiumosa.
Il metodo permette di stimare l’estensione della zona schiumosa e l’hold-up effettivo della zona al di sopra del densimetro superiore anche quando esso fornisce una lettura da fase bubbling.
Il metodo, messo a punto per un particolare sistema chimico-fisico, può essere utilizzato per tenere conto delle “schiume†nello scale-up delle colonne a bolle di hydrocracking dei residui pesanti.
L’algoritmo su cui à ̈ basato il metodo della presente invenzione, definisce il gas hold-up nelle tre zone in cui à ̈ considerata suddivisa la slurry bubble column: una prima zona inferiore, che occupa la maggior parte del reattore, dove si instaura un regime a bolle; una seconda zona dove, in funzione delle condizioni operative, può verificarsi o meno la presenza di schiume; infine una terza zona, posta nella parte superiore semisferica, dove la miscela multifasica, per effetto della diminuzione di sezione, subisce un’accelerazione che provoca l’aumento del gas hold-up fino al valore limite tipico della transfer line (pari all’incirca a quello corrispondente a velocità relativa fra gas e slurry nulla). Il gas hold-up medio, utile per il calcolo del volume di liquido nel reattore, à ̈ dato della media pesata di ciascuno dei tre contributi.
Per le tre zone possono essere prese le relazioni/le equazioni presenti in letteratura.
In particolare per quanto riguarda la zona inferiore, i dati possono essere interpretati con il modello a due classi di bolle di Krishna (Krishna, R., “A Scale-up Strategy for a Commercial Scale Bubble Column Slurry Reactor for Fischer-Tropsch Synthesis†, Oil & Gas Science and Technology, Rev IFP, Vol. 55, N. 4, 359-393, 2000), i cui parametri sono la velocità di risalita delle bolle piccole e l’hold-up alla transizione. La velocità di risalita delle bolle piccole V∞,om à ̈ stata stimata con la relazione:
<1>
 σ ( Ï
V<l>− Ï <V>) g<4>
<∞>,om<=>aï£ ̄ exp( bH
Ï 2fεf)
 l 
dove σ e Ï lsono, rispettivamente, la tensione superficiale (espressa in N/m) e la densità (espressa in kg/m<3>) della fase liquida all’interno del reattore, Ï Và ̈ la densità (espressa in kg/m<3>) della fase vapore all’interno del reattore, Hfed εfsono l’altezza e l’holdup dell’eventuale fase schiuma presente nella zona superiore, a e b sono due parametri da determinare. In quest’espressione si à ̈ introdotto un effetto di rallentamento dovuto alla presenza delle schiume: infatti , si à ̈ ipotizzato che la presenza di schiume nella zona superiore del reattore possa provocare una sorta di barriera e quindi un rallentamento della velocità di risalita delle bolle piccole e, di conseguenza, un aumento del gas hold-up. Il gas holdu-up alla transizione εt rà ̈ stato stimato con l’espressione:
1
 0.12 2
<Ï >0.96
<σ>
εtr= C<V>ï£ ̄
 Ï ï£º(1 − C1fV) exp ( − C2UL)
l 
dove fVà ̈ la frazione volumetrica di solido nel reattore, ULla velocità dello slurry, C, C1e C2sono tre parametri da determinare.
Il gas hold-up nella zona superiore può essere calcolato tenendo conto che il reattore (di altezza HR) à ̈ costituito, sino ad un certo livello HF,da una zona caratterizzata da flusso bubbling e da una zona superiore (fino alla tangent line) caratterizzata dalla presenza di schiume.
Secondo le condizioni di flusso (portate di slurry e di gas), nella parte superiore del reattore si instaura una zona a densità più o meno costante (circa 180-200 kg/mc), seguita alla fine, quando la miscela multifasica entra nella zona semisferica, da un rapido decadimento verso le condizioni di uscita.
La miscela multifasica, una volta entrata nella semisfera, subirà un’accelerazione a causa della restrizione di sezione, e quindi un aumento di velocità: pertanto in questa zona il gas hold-up varierà fra il valore all’interfaccia (pari a quello della zona schiume εf, se presenti, o a quello bubbling) e quello all’uscita del reattore dalla zona semisferica.
Considerando che la velocità di slip in questa zona di accelerazione si mantenga costante e pari al valore alla tangent line superiore à ̈ possibile calcolare, da considerazioni geometriche, il profilo di gas hold-up nell’emisfera. Per quanto riguarda la fase schiume (hold-up e posizione dell’interfaccia bolle/schiume) si riferisce alla descrizione di Guitian e Joseph sul flusso multifase in slurry bubble column con alimentazione simultanea di gas e slurry.
L’hold-up nella fase schiume à ̈ ricavabile con la seguente espressione:
1
ε f =
1+Ω<U>L
U G
dove Ω à ̈ un parametro di slip da determinare e UGà ̈ la velocità del gas.
Per ricavare la posizione dell’interfaccia fra fase bolle e fase schiume si può utilizzare una trattazione che richiede il calcolo dell’energia di dissipazione dovuta alla formazione delle schiume: il rapporto dei volumi delle fasi schiume e bolle à ̈ uguale al rapporto fra l’energia dissipata nella schiuma e l’energia dissipata nella miscela bubbling. Scrivendo i bilanci di quantità di moto e di energia per lo slurry e per il gas per le fasi foam e bubbling, si ricavano le seguenti espressioni per la potenza per unità di volume dissipata nella schiuma e la potenza per unità di volume in ingresso nelle fasi bubbling e schiuma (per i particolari vedere articolo di riferimento):
3
 U
Ï G U L 
sl ε f ( 1<−>ε f )CD<−>
3f 1 f
D f = ï£ Îµ<−>ε ï£ ̧
4 d f
I B = g<>( U G U L )(Ï v ε B Ï sl ( 1 − ε B ))− Ï sl U L − Ï v U G<>
I f = g<>
<(>U G U L<)>(Ï v ε f Ï sl ( 1 − ε f ))− Ï sl U L − Ï v U G<>

Pertanto l’equazione che permette la determinazione della posizione dell’interfaccia bolle-schiume à ̈ la seguente:
<f D>
= f<f>
f =<H>f
1− f IB(1− f ) Iff − Dff HR
dove f à ̈ il rapporto fra l’altezza delle schiume e l’altezza del reattore (0<f<1). Se f dovesse risultare minore di zero, questo significa che non siamo nelle condizioni di esistenza delle schiume; se f>1 tutto il reattore à ̈ pieno di schiume.
Il presente modello presuppone che le due fasi bubbling e schiume possono coesistere contemporaneamente secondo le portate di slurry e di gas (alla stessa maniera di un equilibrio termodinamico), posizionando l’interfaccia inferiore ad una quota corrispondente al minimo dell’energia.
L’applicazione delle precedenti equazioni richiede la stima del coefficiente di drag CDe del diametro delle bolle all’interno della fase schiume df. Per quanto riguarda il diametro delle bolle all’interno della fase schiume Joseph riporta l’espressione:
d f =k<U>G
1− ε f
Il coefficiente di drag à ̈ stato correlato al numero di Reynolds tramite l’espressione:
2
<4.8>
C D =
0.63 1

ï£ Re 2 ï£ ̧
df [Ï vεf Ï sl ( 1 − ) εf ] V slip
Re =
µ f
UVG U L
slip = −
ε f 1 − ε f
Il parametro che à ̈ utilizzato per il fitting dei dati della zona superiore à ̈ la viscosità della schiuma che à ̈ stata considerata funzione della velocità di slip secondo la formula:
c
µ 1
<f>=
V c 2
slip
Pertanto i parametri che permettono di tarare il modello delle schiume sono la viscosità della schiuma (che à ̈ ipotizzata essere funzione della velocità relativa fra gas e liquido) e il gas hold-up nelle schiume (funzione del rapporto fra velocità dello slurry e gas). Anche il diametro delle bolle all’interno della fase schiume in teoria à ̈ un parametro, ma non essendoci sufficienti informazioni per la sua determinazione ed essendo detto diametro e la viscosità della schiuma linearmente indipendenti, à ̈ necessario fissare uno e determinare l’altro. E’ stato quindi scelto di fissare detto diametro in modo tale da ottenere dimensioni dell’ordine dei millimetri.
Come sopra descritto la definizione dell’algoritmo richiede la determinazione dei parametri relativi al gas hold-up nelle tre zone. Se la velocità dello slurry à ̈ sufficientemente elevata, allora eseguendo un test al variare della portata di gas, ambedue i densimetri dovrebbero rilevare una densità corrispondente ad un gas hold-up tipico di una colonna a bolle (10-40%): pertanto dall’analisi della curva velocità del gas vs gas hold-up si potranno ricavare i parametri del modello di Krishna (velocità di risalita delle bolle piccole e gas hold-up alla transizione, se si supera la velocità di transizione).
Una volta tarato l’algoritmo relativo alla zona a bolle, si può procedere alla taratura dei parametri relativi alle schiume: a tale scopo si esegue un test a velocità del liquido sufficientemente bassa. In queste condizioni, al variare della portata di gas, ci sarà un valore critico della velocità del gas al di là del quale il densimetro posto a metà altezza continuerà a segnare densità elevate, mentre quello posto in alto inizierà a indicare valori di densità molto più bassi. Questo significa che la zona superiore del reattore non à ̈ più interessata da un regime bubbling, ma da un regime schiumoso, a densità più bassa.
Dall’analisi dei valori di densità letti al densimetro superiore si potrà determinare l’hold-up nelle schiume in funzione del rapporto gas/slurry. La viscosità delle schiume andrà invece variata finchà ̈ la posizione media delle interfacce bolle/schiume determinate coincida con la posizione del densimetro superiore.
Il gas hold-up della zona posta nella parte superiore semisferica può eventualmente non essere calcolato, considerando trascurabile, a causa del volume di detta terza zona e a causa di una velocità di slip uguale a zero, la media pesata del gas hold-up di detta terza zona.
Vengono riportati due esempi, il primo comparativo, aventi lo scopo di meglio illustrare l’invenzione.
Esempio 1-Comparativo
Come primo esempio di applicazione di questa soluzione si mostrerà un caso relativo ad un mock-up da laboratorio illustrato in fig. 1.
Il sistema à ̈ formato da una colonna di 225 mm di diametro interno e di 2.41 m di altezza, da un separatore e da un discendente in cui il liquido circola con circolazione naturale o forzata (tramite pompa). La colonna à ̈ dotata di un distributore ad anello forato con 24 fori da 1 mm di diametro). La colonna à ̈ stata esercita con azoto come gas e con acqua con l’aggiunta di un tensioattivo (SDS) come fase liquida: in queste condizioni si à ̈ verificata la presenza di una fase a bassa densità nella zona superiore della colonna. La velocità del gas à ̈ stata variata fra 1 e 6 cm/s, mentre la velocità del liquido da 0 a 12 mm/s. In ogni condizione à ̈ stato determinato il gas hold-up sia nella zona a bolle che in quella a bassa densità e anche la frazione di colonna occupata da schiume.
In fig. 2 sono riportati gli andamenti del gas hold-up nella zona a bolle in funzione delle velocità del gas e del liquido.
Questo sistema mostra la formazione di una zona di schiume nella parte superiore della colonna per velocità del gas maggiore di 4 cm/s quando UL=1 mm/s, per velocità del gas maggiore di 5 cm/s quando UL=2 mm/s e per velocità del gas di 6 cm/s quando UL=4 mm/s; non à ̈ invece evidenziata la presenza di schiume per UL=12 mm/s.
Per questo sistema la velocità di risalita delle bolle piccole à ̈ di 38.1 cm/s. Il valore della costante “a†à ̈ di 2.56. In questo caso non à ̈ stato osservato un effetto di rallentamento delle bolle piccole dovuto alla presenza di schiume.
Per quanto riguarda l’hold-up alla transizione, le costanti C, C1e C2valgono, rispettivamente, 5.5, 0 e 26.
I parametri relativi al modello delle schiume per questo sistema sono riportati nella seguente tabella:
k 0.008
c1, Pa s 0.0004
c22.07
Con questi parametri le altezze di schiume predette dal modello in confronto ai dati sperimentali sono le seguenti:
Ul, mm/s Hfcalc, m Hfexp, m
Ug, cm/s
4 1 0 0.18
5 1 0.37 0.41
6 1 1.24 0.56
5 2 0 0.13
6 2 0.24 0.30
6 4 0 0.11
Quest’esempio mostra come dall’analisi di dati ricavati da misure di pressione e da misurazioni visuali di altezze di schiuma, sia stato possibile tarare i parametri della procedura oggetto dell’invenzione.
Esempio 2
Questo esempio riguarda la taratura della procedura da dati provenienti da un impianto in condizioni di reazione, dove quindi non era possibile avere misure visuali della posizione dell’eventuale fase schiumosa, ma solo misure di densità attraverso la presenza di 3 densimetri nucleari posti, i l primo in basso, il secondo alla metà e il terzo all’incirca ad un metro dalla tangent line superiore.
I dati utilizzati possono essere racchiusi nella seguente tabella:
Punto Ug, cm/s Ul, mm/s εbav, % εsup, %
1 2.70 0.66 32.1 78.1
2 2.06 0.70 32.7 60.9
3 1.66 0.54 32.0 66.6
4 2.00 0.85 25.3 27.9
5 1.97 0.80 24.2 24.6
6 2.00 0.84 25.4 32.3
7 1.96 0.88 24.1 27.1
8 2.11 0.81 23.9 28.2
Come si vede chiaramente dalla tabella, i punti 1, 2 e 3 sono caratterizzati da valori dell’hold-up letto al densimetro superiore tipici di una fase schiume: questo vuol dire che, in quelle condizioni la fase schiume si estendeva per almeno un metro sotto la tangent line superiore.
Per quanto riguarda i parametri del gas hold-up in fase bolle i parametri a e b valgono 1.0 e 0.135; invece C, C1e C2valgono 3.0, 6.2 e 26.4. Il fatto che il parametro b risulta diverso da zero significa che in queste condizioni à ̈ stato evidenziato un effetto della presenza delle schiume anche sull’hold-up della zona bubbling.
Analizzando i dati relativi alla zona schiume e accoppiandoli con quelli relativi alla zona bubbling si ottengono i seguenti parametri:
Ω 7.5
k 0.006
c1, Pa s 0.06
c20
Nella seguente tabella sono riportati i principali risultati del modello relativi alla zona superiore del reattore:
Punto Ug, cm/s Ul, mm/s Hfoam, m εf, %
1 2.70 0.66 3.6 84.5
2 2.06 0.70 0.0 79.7
3 1.66 0.54 2.5 80.3
4 2.00 0.85 - -5 1.97 0.80 - -6 2.00 0.84 - -7 1.96 0.88 - -8 2.11 0.81 - -
Pertanto la soluzione, una volta tarata dai dati sperimentali forniti dalle misure dei densimetri, ha permesso di determinare non solo i valori dei gas holdup nelle zone bubbling e schiume, ma anche l’estensione della zona schiume: una simile informazione non à ̈ assolutamente derivabile con metodi convenzionali.

Claims (8)

  1. RIVENDICAZIONI 1. Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry mediante la determinazione del rapporto (f) fra l’altezza delle schiume (Hf) e l’altezza del reattore (HR) per mezzo di un algoritmo definente il gas hold–up in tre zone, una prima zona inferiore in cui si instaura un regime a bolle, una seconda zona intermedia dove può verificarsi la presenza di schiume, una terza zona posta nella parte superiore semisferica in cui la miscela multifase viene accelerata fino a raggiungere le condizioni di uscita, essendo il gas hold-up medio dato dalla media pesata di ciascuno dei tre gas holdup delle tre zone, caratterizzato dal fatto di utilizzare densimetri nucleari posizionati all’interno del reattore ad altezze diverse e di comprendere: • il misurare, per ogni densimetro nucleare utilizzato, valori della densità del gas, relativi a differenti velocità del gas e/o dello slurry, che corrispondono mediante detto algoritmo a calcolati valori di gas hold-up, • il rilevare, con un gas hold-up calcolato minore di 40 %, l’assenza di schiume almeno fino all’altezza in cui à ̈ posizionato il densimetro la cui densità misurata corrisponde a detto gas hold-up, con un gas hold-up calcolato maggiore di 70 %, la presenza di schiume a partire almeno dall’altezza del reattore in cui à ̈ posizionato il densimetro la cui densità misurata corrisponde a detto gas hold-up, • il determinare, infine, mediante detto algoritmo, il rapporto f e l’estensione in altezza della eventuale presenza di schiume, calcolando la conseguente altezza Hf.
  2. 2. Metodo come da rivendicazione 1 dove il reattore in fase slurry à ̈ una colonna a bolle (slurry bubble column).
  3. 3. Metodo come da rivendicazione 1 o 2 dove il reattore in fase slurry à ̈ un reattore di conversione residui pesanti a distillati o idrogenazione o idrodesolforazione o hydrocracking.
  4. 4. Metodo come da rivendicazione 1 dove i densimetri nucleari sono almeno due.
  5. 5. Metodo come da rivendicazione 4 dove i densimetri nucleari sono due posizionati ad altezza fra H/4 e H/6 e fra H/10 e H/5, essendo H l’altezza “tangent to tangent†del reattore.
  6. 6. Metodo come da rivendicazione 4 dove i densimetri nucleari sono tre posizionati ad altezza fra H/4 e H/5, fra H/9 e H/11 e fra H/6 e H/7 del reattore, essendo H l’altezza “tangent to tangent†del reattore.
  7. 7. Metodo come da una delle rivendicazioni precedenti dove la formula per calcolare l’hold-up della zona inferiore a bolle à ̈ il modello a due classi di bolle di Krishna, i cui paramentri sono la velocità di risalita delle bolle e l’hold-up alla transizione, essendo la velocità V∞,om di risalita delle bolle piccole <1>  σ ( Ï <l>− Ï <V>) g<4> V<∞>,om<=>aï£ ̄ )  Ï 2 exp( bHfεf l  dove σ e Ï lsono, rispettivamente, la tensione superficiale (espressa in N/m) e la densità (espressa in kg/m<3>) della fase liquida all’interno del reattore, Ï Và ̈ la densità (espressa in kg/m<3>) della fase vapore all’interno del reattore, Hfed εfsono l’altezza e l’holdup dell’eventuale fase schiuma presente nella zona superiore, a e b sono due parametri da determinare, essendo il gas hold-up alla transizione εt rstato stimato con l’espressione: 1  0.96 0.12 2 <σ> ε = C<Ï V> tr ï£ ̄C2U 25L)  Ï ï£º(1 − C1fV) exp ( − l  dove fVà ̈ la frazione volumetrica di solido nel reattore, ULla velocità dello slurry, C, C1e C2sono tre parametri da determinare, ed essendo il gas hold-up nella fase schiume εfricavato con la seguente espressione ε f = 1+Ω<U>L U G dove Ω à ̈ un parametro di slip da determinare e UGà ̈ la velocità del gas.
  8. 8. Metodo come da una delle rivendicazioni precedenti dove il gas holdup della zona posta nella parte superiore semisferica non viene calcolata, considerando trascurabile, a causa del volume di detta terza zona e a causa di una velocità di slip uguale a zero, la media pesata del gas hold-up di detta terza zona.
IT000093A 2013-01-23 2013-01-23 Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry ITMI20130093A1 (it)

Priority Applications (12)

Application Number Priority Date Filing Date Title
IT000093A ITMI20130093A1 (it) 2013-01-23 2013-01-23 Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry
HUE14701177A HUE056571T2 (hu) 2013-01-23 2014-01-22 Eljárás hab magasságának meghatározására zagyfázisú reaktorban
ES14701177T ES2892308T3 (es) 2013-01-23 2014-01-22 Método para determinar la altura de la espuma en un reactor de fase de suspensión
CN201480006117.9A CN104955559B (zh) 2013-01-23 2014-01-22 用于使淤浆相反应器中的反应体积最大化的方法
EP14701177.9A EP2948241B1 (en) 2013-01-23 2014-01-22 Method for determining the height of the foam in a slurry phase reactor
PCT/EP2014/051207 WO2014114661A1 (en) 2013-01-23 2014-01-22 Method for maximizing the reaction volume in a slurry phase reactor
PT147011779T PT2948241T (pt) 2013-01-23 2014-01-22 Método para maximizar o volume de reação num reator de fase de lama
RS20211255A RS62439B1 (sr) 2013-01-23 2014-01-22 Postupak utvrđivanja visine pene u reaktoru sa fazom suspenzije
RU2015130845A RU2656024C2 (ru) 2013-01-23 2014-01-22 Способ максимизации объема реакционной смеси в суспензионном реакторе
US14/758,315 US9850436B2 (en) 2013-01-23 2014-01-22 Method for maximizing the reaction volume in a slurry phase reactor
PL14701177T PL2948241T3 (pl) 2013-01-23 2014-01-22 Sposób określania wysokości piany w reaktorze z fazą zawiesinową
SA515360796A SA515360796B1 (ar) 2013-01-23 2015-07-22 طريقة لتحقيق الحدّ الأقصى من حجم التفاعل في مفاعل بطور ملاط

Applications Claiming Priority (1)

Application Number Priority Date Filing Date Title
IT000093A ITMI20130093A1 (it) 2013-01-23 2013-01-23 Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry

Publications (1)

Publication Number Publication Date
ITMI20130093A1 true ITMI20130093A1 (it) 2014-07-24

Family

ID=47790296

Family Applications (1)

Application Number Title Priority Date Filing Date
IT000093A ITMI20130093A1 (it) 2013-01-23 2013-01-23 Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry

Country Status (12)

Country Link
US (1) US9850436B2 (it)
EP (1) EP2948241B1 (it)
CN (1) CN104955559B (it)
ES (1) ES2892308T3 (it)
HU (1) HUE056571T2 (it)
IT (1) ITMI20130093A1 (it)
PL (1) PL2948241T3 (it)
PT (1) PT2948241T (it)
RS (1) RS62439B1 (it)
RU (1) RU2656024C2 (it)
SA (1) SA515360796B1 (it)
WO (1) WO2014114661A1 (it)

Families Citing this family (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN107563051B (zh) * 2017-08-30 2019-04-02 南京大学 微界面强化反应器气泡尺度构效调控模型建模方法
CN109029620B (zh) * 2018-04-27 2020-06-05 成都理工大学 乳化液中两相流体高精度自动计量装置及方法
CN111523194B (zh) * 2019-02-04 2023-11-07 南京大学 Miha纯气动操作条件下反应速率及转化率调控模型建模方法
CN110795857B (zh) * 2019-11-06 2022-07-05 哈尔滨工程大学 一种浮动核电站二回路主要设备体积优化方法

Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5922191A (en) * 1996-10-04 1999-07-13 Intevep, S.A. Foam control using a fluidized bed of particles

Family Cites Families (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
SU421712A1 (ru) * 1972-07-03 1974-03-30 В. Ю. Ольман, Г. А. Шумилов, П. Г. Макаров, И. Сюн Способ автоматического управления процессомкоксования
JP3470190B2 (ja) * 1992-07-31 2003-11-25 治郎 笹岡 絞り面を使う流体処理法
US5332552A (en) * 1992-12-18 1994-07-26 Exxon Research And Engineering Company Enhanced gas separation for bubble column draft tubes
US20090214395A1 (en) * 2008-02-27 2009-08-27 The Dow Chemical Company Raw Material Efficiency Method and Process
US8849584B2 (en) * 2010-12-29 2014-09-30 Sunedison, Inc. Systems and methods for particle size determination and control in a fluidized bed reactor for use with thermally decomposable silicon-containing gas
CN102716699B (zh) * 2012-03-23 2014-05-21 天津大学 气升式多级交错循环流动塔及循环流动结构
FR2998812B1 (fr) * 2012-12-05 2014-11-21 IFP Energies Nouvelles Injection d'additif dans une unite de synthese d'hydrocarbures a partir de gaz de synthese permettant de controler et maintenir une concentration homogene en catalyseur

Patent Citations (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US5922191A (en) * 1996-10-04 1999-07-13 Intevep, S.A. Foam control using a fluidized bed of particles

Non-Patent Citations (7)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
DRAGOMIR B. BUKUR ET AL: "Hydrodynamic studies with foaming and non-newtonian solutions in bubble columns", THE CANADIAN JOURNAL OF CHEMICAL ENGINEERING, vol. 67, no. 5, October 1989 (1989-10-01), pages 741 - 751, XP055084192, ISSN: 0008-4034, DOI: 10.1002/cjce.5450670505 *
J. GUITIAN ET AL: "How bubbly mixtures foam and foam control using a fluidized bed", INTERNATIONAL JOURNAL OF MULTIPHASE FLOW, vol. 24, no. 1, February 1998 (1998-02-01), pages 1 - 16, XP055074173, ISSN: 0301-9322, DOI: 10.1016/S0301-9322(97)00037-2 *
JINWEN CHEN ET AL: "Gas holdup distributions in large-diameter bubble columns measured by computed tomography", FLOW MEASUREMENT AND INSTRUMENTATION, vol. 9, no. 2, June 1998 (1998-06-01), pages 91 - 101, XP055083775, ISSN: 0955-5986, DOI: 10.1016/S0955-5986(98)00010-7 *
K.A. SHOLLENBERGER ET AL: "Gamma-densitometry tomography of gas holdup spatial distribution in industrial-scale bubble columns", CHEMICAL ENGINEERING SCIENCE, vol. 52, no. 13, July 1997 (1997-07-01), pages 2037 - 2048, XP055084375, ISSN: 0009-2509, DOI: 10.1016/S0009-2509(97)00032-8 *
MOHAMMAD FADHIL ABID ET AL: "Hydrodynamic Characteristics Effect of Foam Control in Multiphase Column", 23 May 2011 (2011-05-23), XP055074272, Retrieved from the Internet <URL:http://www.uotechnology.edu.iq/dep-chem-eng/PAPERS/mohamed fadel x.pdf> [retrieved on 20130806] *
MOHAMMAD FADHIL ABID ET AL: "Hydrodynamic Characteristics Effect of Foam Control in Multiphase Column", 23 May 2011 (2011-05-23), XP055074274, Retrieved from the Internet <URL:http://www.uotechnology.edu.iq/dep-chem-eng/PAPERS/mohamed fadel x.pdf> [retrieved on 20130806] *
PINO L Z ET AL: "EFFECT OF OPERATING CONDITIONS ON GAS HOLDUP IN SLURRY BUBBLE COLUMNS WITH A FOAMING LIQUID", CHEMICAL ENGINEERING COMMUNICATIONS, GORDON AND BREACH, SCIENCE PUBLISHERS, INC, US, vol. 117, no. 1, 1992, pages 367 - 382, XP008164002, ISSN: 0098-6445, [retrieved on 20071106], DOI: 10.1080/00986449208936076 *

Also Published As

Publication number Publication date
US20160012207A1 (en) 2016-01-14
CN104955559A (zh) 2015-09-30
CN104955559B (zh) 2018-01-30
HUE056571T2 (hu) 2022-02-28
PL2948241T3 (pl) 2022-01-10
ES2892308T3 (es) 2022-02-03
PT2948241T (pt) 2021-10-21
RU2015130845A (ru) 2017-03-03
US9850436B2 (en) 2017-12-26
RU2656024C2 (ru) 2018-05-30
SA515360796B1 (ar) 2018-02-28
EP2948241B1 (en) 2021-08-18
EP2948241A1 (en) 2015-12-02
WO2014114661A1 (en) 2014-07-31
RS62439B1 (sr) 2021-11-30

Similar Documents

Publication Publication Date Title
Ide et al. Fundamental data on the gas–liquid two-phase flow in minichannels
Holub et al. Pressure drop, liquid holdup, and flow regime transition in trickle flow
AU2008304801B2 (en) Bubbling tower hydrocarbon reactor and method of detecting slurry surface level
Ellis et al. Hydrodynamics of turbulent fluidized beds of different diameters
ITMI20130093A1 (it) Metodo per la massimizzazione del volume di reazione in un reattore in fase slurry
Kohl et al. An experimental investigation of microchannel flow with internal pressure measurements
Kurimoto et al. Prediction models of void fraction and pressure drop for gas-liquid slug flow in microchannels
Besagni et al. Influence of internals on counter-current bubble column hydrodynamics: Holdup, flow regime transition and local flow properties
Van Gelder et al. Residence time distribution and hold‐up in a cocurrent upflow packed bed reactor at elevated pressure
Mandić et al. Dynamic analysis of millimetre-scale fixed bed reactors for Fischer-Tropsch synthesis
Márquez et al. Dispersion and holdup in multiphase packed bed microreactors
Fernandes et al. Experimental flow characterization in a spiral vortex drop shaft
Chen Hydrodynamics, stability and scale-up of slot-rectangular spouted beds
Lee et al. Pressure drop of two-phase dry-plug flow in round mini-channels: Effect of moving contact line
Nedeltchev et al. Chapter New Approaches for Theoretical Estimation of Mass Transfer Parameters in Both Gas-Liquid and Slurry Bubble Columns
US20120125868A1 (en) Method of separating two dispersed-phase immiscible liquids
Ozar et al. Investigation of one-dimensional interfacial area transport for vertical upward air–water two-phase flow in an annular channel at elevated pressures
Taitel et al. Encyclopedia of two-phase heat transfer and flow I: fundamentals and methods
Min et al. Connection between liquid distribution and gas-liquid mass transfer in monolithic bed
Burghardt et al. Hydrodynamics of pulsing flow in three-phase chemical reactors
Urseanu et al. A structured catalytic bubble column reactor: hydrodynamics and mixing studies
KR102136291B1 (ko) 이상유동의 유동형태 분류방법
Vaitsis et al. Slug flow hydrodynamics in the presence of catalyst rods
Pérez Horizontal pipe separator (HPS) experiments and modeling
JP2014169985A (ja) 乾き度測定装置