NO155228B - Faststoff/gass-separator. - Google Patents

Description

Foreliggende oppfinnelse vedrører en anordning og et system for separering av faste stoffer fra en gass. Nærmere bestemt vedører oppfinnelsen en anordning og et system for separering av faste stoffer fra en strøm av gass og faste stoffer i blandet fase.

Oppfinnelsens bakgrunn

Det har lenge vært benyttet kjemiske reaksjonssystemer som benytter faststoffer i kontakt med en gass- eller damp-strøm. Faststoffene kan delta i reaksjonen som katalysator, tilføre den nødvendige varme i en endoterm reaksjon, eller begge deler. Alternativt kan faststoffene utgjøre en varme-absorbator i tilfelle av en eksoterm reaksjon. Svevesjikt-reaktorer har betydelige fordeler, i første rekke en isoterm temperaturprofil. Når oppholdstiden minker, vil imidlertid svevesjiktets dypde bli grunnere og dermed mer ustabil.

Av denne grunn er reaktorer som benytter kontakt mellom faststoff og gass i pneumatisk strøm blitt benyttet med stor suksess, spesielt ved katalytisk krakking av hydrokarboner for å produsere bensin, hvor reaksjonsoppholdstidene er mellom 2 og 5 sekunder.

Når oppholdstidene blir mindre, hovedsakelig under 2 sekunder og spesielt under 1 sekund, avtar evnen til å separere gassproduktene fra faststoffene fordi det ikke er tilstrekkelig tid til å gjøre dette effektivt. Dette skjer fordi oppholdstidskravene i separasjonsinnretningene så som sykloner, begynner å utgjøre en uforholdsmessig andel av den tillatte reaktoroppholdstid. Problemet er akutt i reaksjonssystemer så som termisk krakking av hydrokarboner for produksjon av olefiner og katalytisk krakking for produksjon av bensin ved bruk av katalysatorer hvor de totale reaktoroppholdstider ligger mellom 0,2 og 1,0 sekunder. I disse reaksjonssystemer kan konvensjonelle separeringsanordninger ta mer enn 35% av den tillatte kontakttid mellom de to faser, noe som resulterer i produktdegradering, koksdannelse og lav avkastning i vari-

ierende grad.

I ikke-katalytiske, temperaturavhengige endoterme reaksjoner er det i stedet for å separere fasene, mulig å bråkjøle hele produktstrømmen etter den nødvendige reaksjons-periode. Imidlertid blir disse faststoffer vanligvis re-sirkulert og blir regenerert ved oppvarming til høye temperaturer. En bråkjøling av reaktoravløpet før separasjonen vil være termisk lite effektivt. Imidlertid er det økonomisk mulig å foreta en primær separasjon av de faste partikler før bråkjøling av gasstrømmen. De gjenværende faststoffer i den bråkjølte strøm kan deretter separeres i en konvensjonell separator fordi kontakt mellom faststoffene og gassen ikke lenger er noe problem.

I noen reaksjonssystemer, spesielt katalytiske reaksjoner ved lave eller moderate temperaturer, er bråkjøling av produktgassen uheldig fra et prosesstandpunkt. I andre tilfeller er bråkjølingen lite effektiv når det gjelder å stoppe reaksjonen. Således krever disse reaksjonssystemer umiddelbar separasjon av fasene for å fjerne katalysatoren fra gassfasen. Så snart katalysatoren er blitt fjernet, er reaksjonsmekanismen ikke lenger til stede.

Tidligere kjente systemer har forsøkt å separere fasene raskt ved bruk av sentrifugalkraft eller refleksjons-midler.

Nicholsens US pat. nr. 2,737,479 kombinerer reaksjon-og separasjonstrinnene i en skrueformet viklet kanal som inneholder flere fullstendige omdreininger og som har flere gassproduktavløp på den innvendige flate av kanalen for å separere faststoffene fra gassfasen ved hjelp av sentrifugalkraften. Faststoffene beveger seg mot den ytre periferi av kanalen, mens gassene konsentrerer seg ved innerveggen og fjernes ved avløpene. Selv om Nicholsons reaktor-separator separerer fasene raskt, gir den en rekke gassproduktstrømmer med forskjellige omdannelsestrinn. Dette skjer fordi hver produktstrøm som fjernes fra avløpene som er anordnet med avstand langs kanalen, utsettes for reaksjonstilstander i forskjellig lang tid i en reaksjonsanordning hvor det er iboende dårlig kontakt mellom faststoffene og gassene.

I Ross<1> US pat. nr. 2,878,891 gjøres det et forsøk på

å overvinne disse mangler ved å anordne en modifikasjon av Nicholsons separator i tilslutning til en standard stige-reaktor. Ross' separator omfatter en krumlinjet kanal som foretar en separasjon i en sving på mellom 180° og 240°. Sentrifugalkraften retter de tyngre faststoffer til ytter-veggen av kanalen og tillater gassene å samle seg ved innerveggen, slik at de kan fjernes gjennom et enkelt avløp.

Selv om problemene med produktvariasjon minskes i noen grad, blir andre ulemper ved Nicholsons apparat ikke eliminert.

Begge anordninger gir separasjon av gass fra faststoffer ved å endre retningen av gassen 90° ved avløpspunkt-et, mens faststoffene tillates å strømme lineært til sepa-ratorutløpet. Fordi faststoffene ikke utsettes for en retningsforandring ved separasjonspunktet, vil betydelige mengder gass strømme forbi avløpspunktet til faststoffutløpet. Av denne grunn krever begge anordninger en konvensjonell separator ved faststoffutløpet for å fjerne overskuddsgass fra faststoffpartiklene. Uheldigvis vil det gassprodukt som fjernes i separatoren ha vært i intim kontakt med faststoffene, er ikke blitt bråkjølt og er derfor betydelig degradert.

En annen ulempe ved disse anordninger er begrensningen

i forstørrelse til kommersiell størrelse. Når kanaldiameteren øker, øker bevegelsesbanen i blandingsfasestrømmen proposjo-nalt, slik at enheter med større diameter har separatoropp-holdstider som nærmer seg de konvensjonelle sykloner.

Økende hastighet kan redusere oppholdstiden, men når hastigheten overskrider 18 - 23 m/sek. blir erosjonen ved at par-tiklene støter mot hele lengden av den krumlinjede bane stadig verre. Reduksjon av strømningsbanelengden ved å

minke krumningsradien for kanalen gir også redusert oppholdstid, men øker anslagsvinkelen mellom faststoffene og veggen for derved å aksellerere erosjonen.

Pappas US pat. nr. 3,074,878 gir anvisning på en separator med lav oppholdstid som benytter refleksjons-midler hvor faststoff/gass-strømmen strømmer i en rør-

formet kanal og støter mot en reflektorplate som bevirker at faststoffene, som har større treghet, avbøyes bort fra

en på siden anordnet gassavløpskanal plassert under reflektorplaten. Også her vil faststoffene ikke endre retning mens gassfasen endrer retning i forhold til innløpsstrømmen med omtrent 90°, noe som nødvendigvis gir høy medføring av faststoffet i den utstrømmende gass. Selv om ledeplater plassert på tvers av anløpskanalen reduserer medføring,

vil slike ledeplater så vel som reflektorplaten være utsatt for meget rask erosjon under vanskelige funksjonsbetingelser ved høy temperatur og høy hastighet. Således er mange av fordelene ved tidligere kjente separatorer illusoriske på grunn av begrensninger i deres effektivitet, funksjonsområde og oppskaveringsmulighet.

Ytterligere eksempler på teknikkens stand er angitt i US patent nr. 1 469 702 og fransk patent nr. 1 088 435. Førstnevnte vedrører en luftrenseanordning for bilforgassere etc. og benytter en serie "treghetskammere" for å separere partikler fra gassen. Sistnevnte vedrører en separator av syklontypen, hvor et parti har stort sett rektangulært tverrsnitt .

Oppsummering av oppfinnelsen

Det er et formål med separatoren ifølge denne oppfinnelse å oppnå en rask, primær separasjon av faste partikler fra en blandingsfasestrøm av gass og faste stoffer med minimal erosjon.

Et ytterligere formål med oppfinnelsen er å tilveiebringe et separasjonssystem som gir hovedsakelig fullstendig separasjon av gassen fra den faste fase.

Et ytterligere formål er å tilveiebringe en separasjon ved høy temperatur og/eller høy hastighet med et mini-mum av gassproduktdegradering.

, Disse formål oppnås ifølge oppfinnelsen ved en faststoff /gass-separator som angitt i kravene.

Disse og andre formål med foreliggende oppfinnelse

vil fremgå bedre av følgende beskrivelse, figurer og krav.

Separatoren består av et kammer som har et innløp ved den ene ende og et faststoffutløp ved den andre ende, med gass-utløpet deri mellom. Hvert innløp og utløp er vinkelrett på hovedstrømningsmønsteret i separatoren. Gassutløpet er orientert slik at gasspartiet av tilførselsmaterialet utsettes for en 180° retningsforandring, mens faststoffutløpet fortrinnsvis er innrettet for nedadgående strøm. Faststoffene føres av sentrifugalkraften til en vegg i separatoren som er vinkelrett på og motsatt innløpet når gassen endrer retning med 180° og danner derved et sjikt av faststoffer som har en buet overflateform på omtrent 90D som påfølgende faststoffer støter mot. Krumningen av sjiktet strekker seg til faststoffutløpet og danner en bane som faststoffene strømmer langs. Erosjon av veggen motsatt innløpet av separatoren reduseres eller elimineres ved det dannede sjikt, noe som også bidrar til å etablere et u-formet 180° strøm-ningsmønster for gasstrømmen.

Separasjonssystemet omfatter primærseparatoren, en sekundær separator og et strippekar. Gassutøpet av primærseparatoren er forbundet med sekundærseparatoren via en kanal, mens strippekaret er forbundet på lignende måte med faststoffutløpet. Trykkreguleringsinnretninger benyttes for å kontrollere gasstrømmen til strippekaret.

I en foretrukket utførelse av separatoren benyttes en overløpsvegg til å gi et mer stabilt sjikt, men en over-løpsvegg fri separator kan også benyttes. Alternativt kan faststoffutløpsstrømningsbanen være begrenset ved hjelp av andre midler som bidrar til avgassingen av faststoffene. Imidlertid vil det i alle utførelser av separatoren ifølge foreliggende oppfinnelse være lite tap av gass som medføres i faststoffasen på grunn av retningsforandringene som både gassfasen og faststoffasen utsettes for.

I den foretrukne utførelse er separatoren konstruert med flere geometriske begrensninger for å maksimalisere separasjonseffektiviteten. Det er viktig at strømningsbanen har et rektangulert tverrsnitt for å gi god effektivitet. For å oppnå høye effektiviteter bør en separator med en innvendig innløpsdiameter på D^ fortrinnsvis ha en strømnings-banehøyde på i det minste eller minst 10 cm. Likeledes bør bredden av strømningsbanen være mellom 0,75 og 1,25 D^, mens avstanden mellom innløpets og gassutløpets senterlinjer ikke bør være større enn 4 x D^.

Figurbeskrivelse

Fig. 1 er et skjematisk strømningsdiagram av separasjonssystemet ifølge foreliggende oppfinnelse som tilsluttet en typisk rørformet reaktor. Fig. 2 er et vertikalsnitt gjennom en foretrukket utførelse av separatoren.

Fig. 3 er et snitt langs linjen 3 - 3 på fig. 2.

Fig. 4 er et snitt langs linjen 3 - 3 på fig. 2 og viser en alternativ geometrisk form på separatorskallet. Fig. 5 er en skisse av separasjonsanordningen ifølge foreliggende oppfinnelse som angir strømningsmønsteret for gassfasen og faststoffasen i en separator som ikke har noen overløpsvegg. Fig. 6 er en skisse av en alternativ utførelse av separasjonsanordningen som har en overløpsvegg og som har et forlenget separasjonskammer. Fig. 7 er en skisse av en alternativ utførelse av separasjonsanordningen hvor et avtrappet faststoffutløp benyttes, hvilket utløp har en seksjon som ligger på linje med strømningsbanen, så vel som en tyngdekraftstrømnings-seksjon. Fig. 8 er en variant av separasjonsanordningen på fig. 7, hvor en restriksjon er innlemmet i den innrettede seksjon av faststoffutløpet. Fig. 10 er en variant av utførelsen på fig. 9 orientert for bruk sammen med en stigereaktortype.

Beskrivelse av oppfinnelsen

Fig. 1 er et skjematisk strømningsdiagram som viser installasjonen av separatorsystemet ifølge foreliggende oppfinnelse i et typisk rørformet reaktorsystem som inneholder fortynnete blandinger av faststoff og gassfase. Faststoffene og gassen strømmer inn i den rørformete reaktor 13 gjennom ledningene hhv. 11 og 12. Reaktoravløpet strømmer direkte til separatoren 14 hvor en separasjon til en gassfasestrøm og faststoffasestrøm foretas. Gassfasen fjernes via ledningen 15, mens faststoffasen sendes til strippekaret 22 via en ledning 16. Avhengig av prosessens natur og separasjons-graden kan det utføres en bråkjøling i ledningen av gassen som forlater separatoren via ledningen 15, ved å injisere kjølematerialet fra ledningen 17. Vanligvis vil gassproduktet inneholde rester av faststoffer og sendes til en sekundær separator 18, fortrinnsvis en konvensjonell syklon. Kjøle-materialet bør innføres i ledningen 15 på en måte som forhindrer tilbakestrømning av kjølematerialet til separatoren. Restfaststoffene fjernes fra separatoren 18 via en ledning 21, mens det stort sett faststoffrie gassprodukt fjernes oventil via en ledning 19. Faststoffer fra ledningene 16 og 21 renses for gassforurensninger i svevesjikt-strippekaret 22 ved bruk av damp eller en annen inert fluidiserende gass som tilføres via en ledning 23. Damper fjernes fra strippekaret gjennom en ledning 24, og dersom det er økonomisk eller nødvendig, sendes disse damper til nedstrømsrense-enheter. Strippet faststoff fjernes fra karet 22 gjennom en ledning 25 og sendes til regenereringskaret 27 ved hjelp av pneumatisk transportgass fra en ledning 26. Avgassere fjernes fra generatoren gjennom en ledning 28. Etter regene-rering resirkuleres faststoffene til reaktoren 13 via ledningen 11.

Separatoren 14 bør adskille faststoffer raskt fra reaktorens avløp for å forhindre produktdegradering og sikre optimal ytelse og selektivitet av de forønskede produkter. Videre funksjonerer separatoren 14 på en måte som eliminerer eller i det minste betydelig reduserer mengden av gass som entrer strippekaret 22 fordi denne del av gassproduktet vil være sterkt degradert fordi det er forblitt i intim kontakt med faststoffasen. Dette oppnås ved hjelp av en positiv tetning som er anordnet mellom separatoren 14 og strippekaret 22. Endelig funksjonerer separatoren 14 slik at erosjon mini-maliseres til tross for en tilstand med høy temperatur og høy hastighet som nødvendigvis er tilstede i mange av disse prosesser. Separatorsystemet ifølge foreliggende oppfinnelse er konstruert for å møte hvert av disse kriterier, slik det skal beskrives i det følgende.

Fig. 2 er et vertikalsnitt som viser en foretrukket utførelse av separasjonsanordningen 14 ifølge foreliggende oppfinnelse. Separatoren 14 er forsynt med et separator-

skall 37 og omfatter et adskillingskammer 31 for faststoffer og gass, hvilket kammer har et innløp 32 for blandingsfase-strømmen, et gassfaseutløp 33, og et faststoffaseutløp 34. Innløpet 32 og faststoffutløpet 34 er fortrinnsvis plassert ved motsatte ender av kammeret 31, mens gassutløpet 33 ligger på et punkt deri mellom.' Mannhull 35 og 36 for rengjøring og vedlikehold kan være anordnet i hver ende av kammeret 31. Separatorskallet 37 og mannhullene 35 og 36 er fortrinnsvis foret med erosjonsmotstandsdyktige foringer 38, 39 og 41 dersom faststoffer med høye hastigheter benyttes. Typiske kommersielt tilgjengelige materialer for den erosjonsmotstandsdyktige foring omfatter Carborundum Precast Carbofrax D, Carborundum Precast Alfrax 201 eller tilsvarende. En termisk isolerende foring 40 kan plasseres mellom skallet 37 og for-ingen 38, og mellom mannhullene og deres respektive erosjonsmotstandsdyktige foringer når separatoren skal benyttes ved høye temperaturer. Prosesstemperaturer på over 8 70°C er således ikke uforenelig med bruk av foreliggende anordning.

Fig. 3 viser et snitt gjennom separatoren langs 3-3. For større styrke og lettere bygging er separatorskallet 14 fortrinnsvis fremstilt av sylindriske seksjoner så som rør 50, men andre materialer kan naturligvis benyttes. Det er viktig at de langsgående sidevegger 51 og 52 er rettlinjede eller svakt buete som angitt ved brutte linjer 51 A og 52 A. Således er strømningsbanen 31 A gjennom separatoren hovedsakelig regulær i tverrsnitt og har en høyde H og en bredde W

som vist på fig. 3. Utførelseseksemplet vist på fig. 3 definerer geometrien av strømningsbanen ved justering av foringsbredden for veggene 51 og 52. Alternativt kan ledeplater, innsatser, overflomsvegger eller andre midler benyttes. På lignende måte kan utformningen av veggene 53 og 54 på tvers av strømningsbanen være utformet på lignende måte,

selv om dette ikke er essensielt. Fig. 4 er et snitt langs linjen 3-3 på fig. 2 hvor se<p>aratorskallet 37 er fremstilt av en rektangulær kanal. På grunn av at skallet 37 har rettlinjede vegger 51 og 52, er det ikke nødvendi.g å justere bredden av strømningsbanen ved hjelp av foringens tykkelse. Foringene 3 8 og 4 0 kan benyttes for å gi motstandsdyktig-

het hhv. erosjon og temperatur.

Det vises igjen til fig. 2, hvor innløpet 32 og ut-løpene 3 3 er plassert vinkelrett på strømningsbanen 31 A (vist på fig. 3), slik at den innkommende planingsfasestrøm fra innløpet 32 må underkastes en 90° retningsendring ved innstrømning i kammeret. Som et ytterligere krav er imidlertid gassfaseutløpet 33 også orientert slik at gassfasen,

når den forlater separatoren, har fullført en 280° retningsforandring.

Sentrifugalkraften slynger de faste partikler mot veggen 54 motsatt innløpet 32 av kammeret 31, mens gasspartiet, som har mindre treghet, strømmer gjennom damprommet i kammeret 31. Først støter faststoffene mot veggen 54, men deretter samler de seg for å danne et statisk sjikt av faststoffer 42 som tilslutt inntar en overflateform som har en krummet bue 43 på omtrent 90°. Faststoffer som treffer sjiktet beveges langs den krumme bue 43 til faststoffutløpet 34, som fortrinnsvis er orientert for nedstrøm av faststoffene ved hjelp av tyngdekraften.Den eksakte form av buen 43 bestemmes av geometrien av separatoren og innløpsstrømnings-parameteret så som hastighet, massestrømningshastighet, bulk densitet og partikkelstørrelse. På grunn av at kraften som utøves på de innkommende faststoffer er rettet mot det stat-iske sjikt 42 istedetfor mot selve separatoren 14, er erosjonen minimal. Separatoreffektiveten, som defineres som mengden av faststoffer fjernes fra gassfasen som strømmer ut gjennom utløpet 33, affiseres derfor ikke i uheldig retning av høye innløpshastigheter, som kan gå opp til 4 5 m/sek.,

og separatoren 14 kan benyttes i et stort funksjonsområde med lave fasedensiteter, fortrinnsvis mellom 1,6 og 160 kg/m 3. Separatoren 14 ifølge foreliggende oppfinnelse oppnår virk-ningsgrader på omtrent 80%, mens det foretrukne utførelses-

eksempel som skal beskrives nedenfor kan gi over 90° fjerning av faststoffer.

Man har funnet at separatorvirkningsgraden er avhengig av separatorgeometrien i og med at strømnings-banen må være hovedsakelig rektangulær og at det må være et bestemt forhold mellom høyden H og skarpheten av u-bøyen i gasstrømmen. Det henvises så til fig. 2 og 3. Det er funnet at for en gitt høyde H av kammeret 31, vil virkningsgraden øke når det 180° u-bend mellom innløpet 32 og utløpet 33 blir gradvis skarpere; dvs. når utløpet 33 bringes gradvis nærmere innløpet 32. Således vil for en gitt H virkningsgraden av separatoren øke når strømningsbanen, og således oppholdstiden minker. Antar man at innerdiameteren av inn-løpet 32 er D^, vil den foretrukne avstand CL mellom center-linjene for innløpet 32 og utløpet 33 være mindre enn 4,0 D^, mens den mest foretrukne avstand mellom nevnte senterlinjer er mellom 1,5 og 2,5 D^. Under 1,5 D^ oppnås bedre separasjon, men vanskeligere fremstilling gjør denne utførelse mindre attraktiv i de fleste tilfeller. Skulle denne siste utførelse være ønskelig, ville separatoren 14 sannsynligvis kreve en enhetlig huskonstruksjon fordi innløpet 32 og ut-løpet 33 ville være for nær hverandre til å tillate sveiset fremstilling.

Man har funnet at høyden av strømningsbanen H

må i det minste være lik verdien av D^ eller minst 10 cm. Praksis har vist at dersom H er mindre enn D^ eller 10 cm, vil den innkomne strøm ha en tendens til å forstyrre faststoffene i sjiktet 42 slik at faststoffer føres med gassproduktet som strømmer ut gjennom utløpet 33. Fortrinnsvis er H lik 2 x D^ for å gi større separasjonsvirkningsgrad. Selv om H ikke er begrenset på annen måte, vil det være klart at en for stor H til slutt kun vil føre til økt oppholdstid uten å gi særlig økning i virkningsgrad. Bredden W av strømningsbanen er fortrinnsvis mellom 0,75 og 1,25 x Di, helst mellom 0,9 og 1,10 D±.

Utløpet 33 kan ha en hvilken som helst innvendig diameter. Imidlertid kan hastigheter større enn 23 m/sek. skape erosjon p.g.a. rester av faststoffer som medføres i gassen. Den innvendige diameter av utløpet 3 4 bør dimensjo-neres slik at det består et differensialtrykk mellom strippekaret 22 vist på fig. 1 og separatoren 14, slik at en statisk høyde av faststoffer dannes i utløpsledningen 16. Den stati-ske høyde av faststoffer i ledningen 16 danner en positiv tetning som forhindrer gasser fra å strømme inn i strippekaret 22. Størrelsen av trykkdifferensialet mellom strippekaret 22 og separatoren 14 bestemmes av den kraft som er nødvendig for å bevege faststoffene i bulkstrøm til faststoff utløpet 34, så vel som høyde av faststoffene i ledningen 14. Når differensialet øker, vil nettostrømmen av gass til strippekaret 22 minke. Faststoffer, som har treghet, over-vinner differensialet, mens gassen preferensielt strømmer ut gjennom gassutløpet 33.

Ved å regulere trykket i strippekaret 22, er det mulig å regulere den mengde gass som går til stripperen. Trykkreguleringsinnretningen kan omfatte en tilbakeslags-ventil eller klaffventil 39 ved utløpet av ledningen 16, eller en trykkreguleringsinnretning 29 i<5> på karet 22. Alternativt kan trykket, som nevnt ovenfor, reguleres ved å velge størrelsen av utløpet 34 og kanalen 16, slik at det oppnås hydrauliske krefter som virker på systemet som bestem-mer strømmen av gass til stripperen 22. Selv om en slik gass degraderes, har man funnet at det skjer en økning i separasjonsvirkningsgrad med en avtapning av gass til stripperen på mindre enn 10%, fortrinnsvis mellom 2 og 7%. Økonomiske og prosesstekniske betraktninger vil bestemme hvorvidt denne funksjonsmodus skal benyttes. Det vil også være mulig å konstruere systemet slik at man oppnår en netto tilbake-strømning av gass fra strippekaret. Denne gasstrøm bør være mindre enn 10% av den totalt tilførte gassen.

Ved å etablere en minimal strømningsbane i over-ensstemmelse med ovennevnte anbefalinger, kan oppholdstider ned til 0,1 sekund eller mindre oppnås, selv i separatorer som har innløp på mer enn 90 cm i diameter. Oppskalering til 180 cm i diameter er mulig i mange systemer hvor oppholdstider på nær 0,5 sekunder er tillatt.

I den foretrukne utførelse på fig. 2 er en overflomsvegg 44 plassert på tvers av strømningsbanen på

et punkt ved eller like forbi gassutløpet for å etablere en positiv høyde av faststoffene før faststoffutløpet 34.

Ved å installere en overflomsvegg (eller en tilsvarende be-grensning) på dette punkt, dannes et mer stabilt sjikt, slik at turbulens og erosjon reduseres. Videre skaper overflomsveggen 44 et sjikt som har en månesigdformet, krummet bue 43 på litt mer enn 90°. En bue av denne form retter gassen mot gassutløpet og danner et u-formet gasstrømningsmønster som er vist skjematisk ved linjen 45 på fig. 2. Uten overflomsveggen 44 ville det danne seg en bue på noe mindre enn 90°, hvilken bue ville strekke seg asymptotisk mot utløpet 34 som vist ved brutt linje 60 på den skjematiske skisse av separatoren på fig. 5. Selv om hverken virkningsgrad eller gasstap (til strippekaret) affiseres i uheldig retning, vil strømningsmønsteret etter linjen 61 øke oppholdstiden, og viktigere, skape større potensial for erosjon ved områdene 62, 63 og 64.

Separatoren på fig. 6 er en skjematisk fremstilling av en annen utførelse av separatoren 14, hvilken separator har et forlenget separasjonskammer i lengderetningen. Her er den horisontale avstand L mellom gassutløpet 34 og overflomsveggen 44 forlenget for å gi et fast stoffsjikt av større lengde. L er fortrinnsvis mindre eller lik 5 .

Selv om gasstrømningsmønsteret 61 ikke har den foretrukne u-form, oppnås en månesigdformet bue som begrenser erosjons-potensialet til området 64. Utførelsene vist på fig. 5 og 6 er nyttige når faststoffbelastningen av den innkommende strøm er lav. Utførelsen på fig. 5 har også minimalt trykktap og kan benyttes når hastigheten av den innkommende strøm er lav.

Som vist på fig. 7, er det likeledes mulig å be-nytte et avtrappet faststoffutløp 65 som har en seksjon 66 innrettet med strømningsbanen, så vel som en gravitetsstrøm-ningsseksjon 67. Veggen 68 erstatter overflomsveggen 44, og buen 43 og strømningsmønsteret 45 er de samme som for den foretrukne utførelse på fig. 2. På grunn av at faststoffer akkummuleres i den forsnevrede innrettede seksjon 66, er trykktapene større. Denne utførelse foretrekkes derfor ikke når den innkommende strøm har lav hastighet og ikke kan til-føre tilstrekkelig kraft til å støte faststoffene ut gjennom utløpet 65. På grunn av den forsnevrede faststoffstrømnings-bane, oppnås imidlertid bedre avgassing slik at gasstapene er minimale.

Fig. 8 illustrerer en annen utførelse av separatoren 14 på fig. 7, hvor faststoffutløpet ikke er avtrappet. Selv om en overflomsvegg ikke ikke benyttes, begrenser ut-løpet faststoffstrømmen, noe som hjelper til å danne sjiktet 42. Som på fig. 6 kan en forlenget avstand L mellom gassut-løpet og faststoffutløpet benyttes.

Separatoren på fig. 7 eller 8 kan benyttes sammen med en dyse eller lignende strømningsbegrensende anordning som vist på fig. 9. Dysen 69 har dimensjoner Dy (diameter ved dyseinnløpet), D t (diameter av dyseforsnevringen), og 6 (konusvinkelen som dannes av projeksjonen av de konvergerende dysevegger) og er plassert på linje med seksjonen 66 av utløpet 65 for å forbedre avgassing av faststoffene i betydelig grad. Utførelsen på fig. 10 er en variant av separatoren vist på fig. 9. Her er innløpet 32 og utløpet 33 orientert for bruk i en stigereaktortype. Faststoffer slynges not veggen 71, og sjiktet som derved skapes, holdes på plass av kraften av den innkommende strøm. Som tidligere vil gass-delen av tilførselsstrømmen følge det u-formete mønsteret etter linjen 45. Imidlertid vil et asymptotisk sjikt dannes med mindre det foreligger en hindring 1 faststoffutløpet.

En overflomsvegg vil ikke være effektiv når det gjelder å danne sjikthøyde og ville avbøye faststoffene inn i gass-utløpet. Av denne grunn foretrekkes faststoffutløpet på

fig. 9. Helst plasseres dysen 69 i den innrettede seksjon 66 som vist på fig. 10 for å forbedre avgassingen av faststoffene. Naturligvis kan hver av disse alternative utførel-ser ha en eller flere valgfrie trekk fra den grunnleggende separator beskrevet i forbindelse med fig. 2, 3 og 4.

Separatoren ifølge foreliggende oppfinnelse illustreres og forklares nærmere av følgende eksempler.

I disse eksempler, som er basert på data som er oppnådd ved eksperimentell prøving av separatorkonstruksjonen, har separatoren kritiske dimensjoner som angitt i tabell 1. Disse dimensjoner er angitte på de forskjellige tegnings-figurer og er betegnet nedenfor: CL avstand mellom gassinnløpets og gassutløpets center- linje

C^ innvendig diameter av innløpet

DQg innvendig diameter av gassutløpet

Dqs innvendig diameter av faststoffutløpet

D^ diameter av dyseinnløpet

D diameter av dyseforsnevringen

H høyden av strømningsbanen

Hw høyden av overflomsveggen eller -trinnet

L lengden fra gassutløpet til overflomsveggen eller

-trinnet som angitt på fig. 6.

W bredden av strømningsbanen

6 konusvinkelen som dannes av projeksjonen av de konvergerende venturivegger, grader.

Eksempel 1

I dette eksempel ble en separator ifølge

den foretrukne utførelse på fig. 2 prøvet med en blanding av luft og silica alumina. Apparatets dimensjoner er angitt i tabell I. Bemerk at avstanden L fra gassutløpet til overflomsveggen var lik 0.

Innløpsstrømmen besto av 2,41 m o/min. av luft

og 23,4 kg/min. av silica alumina med en bulkdensitet på

120 kg/m 3, og en gjennomsnitlig partikkelstørrelse på

100 micron. Dampdensiteten var 9,8 kg/m 3, og operasjonen ble utført ved omgivelsestemperatur og atmosfæriske trykk. Hastigheten av den innkommende strøm gjennom et innløp på 50,8 mm var 20 m/sek., mens utløpsgasshastigheten var 26,1 m/sek. gjennom et utløp med 44,5 mm diameter. En positiv tetning av faststoffet i faststoffutløpet forhindret gass fra å bli medført faststoffene som forlot separatoren. Faststoffene i sjiktet ble stabilisert ved å plassere en overflomsvegg på 19 mm på tvers av strømningsbanen.

Den observerte separasjonsvirkningsgrad var 89,1% og ble oppnådd med en gassfase oppholdstid på omtrent 0,008 sek. Virkningsgraden er definert som prosentvis fjerning av faststoffer fra innløpstrømmen.

Eksempel 2

Blandingen av gass og faststoffer fra eksempel

1 ble behandlet i en separator som hadde en utforming som vist på fig. 6. I dette eksempel er dimensjonen L lik 50,8 mm mens alle andre dimensjoner er som i eksempel 1. Ved å for- lenge separasjonskammeret i sin lengderetning, begynte strømningsmønsteret å avvike fra u-formen omtalt ovenfor. Som et resultat av dette ble oppholdstiden lenger og turbu-lensen øket. Separasjonsvirkningsgraden i dette eksempel var 70,8%.

Eksempel 3

Separatoren i eksempel 2 ble prøvet med en inn-løpsstrøm omfattende 2,41 m 3/min. av luft og 4 5,8 kg/min.

av silica alumina som ga en strømningsdensitet på 18,9 kg/m , eller omtrent dobbelt så mye som i eksempel 2. Separasjons-

virkningsgraden ble forbedret 83,8%.

Eksempel 4

Den foretrukne separator i eksempel 1 ble

prøvet med innløpsstrømningshastigheten fra eksempel 3. Virkningsgraden øket noe til 91,3%.

Eksempel 5

Separatoren på fig. 2 ble prøvet under beting-elsene i eksempel 1. Selv om separatordimensjonene er spesifisert i tabell 1, bør det bemerkes at avstanden CL mellom senterlinjene for gassinnløpet og gassutløpet var 149,2 mm, eller omtrent 3 ganger innløpets diameter. Denne dimensjon ligger utenfor det mest foretrukne området for CL, som er mellom 1,5 og 2,5 D^. Oppholdstiden øket til

0,01 sek., mens virkningsgraden var 73,0 %.

Eksempel 6

Den foretrukne separatorutformning på fig. 2

ble prøvet i dette eksempel. Imidlertid ble apparatet i dette eksempel øket i størrelse i forhold til tidligere eksempler med en faktor på 9 basert på strømningsarealet.

Et innløp på 152,4 mm og et utløp på 101,6 mm ble benyttet

for å behandle 13,4 m 3/min. med luft og 300 kg/min. av silica alumina ved 82°C og 0,85 bar. De respektive hastigheter var 12,2 og 27,5 m/sek. Faststoffene hadde en bulk densitet på 1120 kg/m 3 , og strømmens densitet var 21,9 kg/m 3. Avstanden CL mellom senterlinjene for innløpet og gassutløpet var 280 mm, eller 1,83 x innløpsdiameteren; avstanden L var lik 0. Sjiktet ble stabilisert av en overflomsvegg på 57 mm,

og gasstapet ble forhindret av en positiv tetning av faststoffet. Imidlertid ble faststoffene samlet i et lakket kar,

og trykkdifferensialet var slik at en positiv strøm av fortrengt gass fra oppsamlingskaret til separatoren ble observert. Dette volum var omtrent 0,27 m 3/min. Observert separator-virkningsgrad var 90,0%, og gassfasens oppholdstid var omtrent 0,02 sek.

Eksempel 8

Separatoren benyttet i eksempel 7 ble prøvet med en identisk tilførsel av gass og faststoffer. Imidlertid ble oppsamlingskaret for faststoffer ventilert til atmosfæren,

og trykkdifferensialet ble justert slik at 9% av den til-førte gass, eller 1,21 m 3/min. strømmet ut gjennom faststoff-utløpet med en hastighet på 1,1 m/sek. Separatorens virkningsgrad øket med denne positive avtapning gjennom faststoffut-løpet til 98,1%.

Eksempel 9

Separatoren på fig. 8 ble prøvet i en enhet som hadde et 50,8 mm innløp og et 25,4 mm gassutløp. Faststoff-utløpet var 50,8 mm i diameter og var plassert 254 mm bort fra gassutløpet (dimensjon L). Noen overflomsvegg ble ikke benyttet. Tilførselen utgjordes av 2,41 m 3/min. med luft og 47,6 kg/min. av brukt katalysator fra fluidkatalytisk krakking med en bulk densitet på 720 kg/m 3, og en gjennomsnitlig partikkelstørrelse på 50 micron. Dette ga en strøm-densitet på 19,2 kg/m 3. Gassinnløpshastigheten var 20 m/sek., mens gassutløpshastigheten var 80 m/sek. Som i eksempel 7

var det en positiv motstrøm av fortrengt gass fra oppsamlingskaret til separatoren. Denne strøm var omtrent 0,048 m 3/min. med en hastighet på 0,4 m/sek. Det hele foregikk ved omgivelsestemperatur og atmosfærisk trykk. Separatorens virkningsgrad var 95,0%.

Eksempel 10

Separatoren på fig. 9 ble prøvet med en tilførsel av 2,41 m 3/min. med luft og 35,4 kg/min. av brukt katalysator fra fluidkatalytisk krakking. Innløpet var 50,8 mm i diameter, noe som ga en hastighet på 20 m/sek., mens gassut-løpet hadde en diameter på 25,4 mm, hvilket resulterte i en utløpshastighet på 80 m/sek. Denne separator hadde et avtrappet faststoffutløp med en dyse i den innrettede seksjon av utløpet. Dysens munning var 50,8 mm i diameter, mens inn-snevringen var 25,4 mm. En konus på 28,1° ble dannet av projeksjonen av de konvergerende vegger av dysen. En observert virkningsgrad på 92,6% ble målt, og faststoffene som forlot separatoren var fullstendig avgasset, bortsett fra den gass som forble i mellomrommene mellom de faste partikler .

Claims (28)

1. Faststoff/gass-separator for rask fjerning av faste partikler fra en tynn blandingsfasestrøm av faststoffer og gass, hvilken separator (14) omfatter et kammer (31) for å adskille faststoffer fra den innkommende blandingsfasestrøm, hvilket kammer har et blandingsfaseinnløp (32), et faststoff-utløp (34) som er anordnet for nedadrettet strømning av ut-strømmende faststoff ved hjelp av gravitet, og et gassfase-utløp (33) som er innrettet til å gi en 180° retningsforandring av gassen, karakterisert ved at kammeret (31) har rettlinjede langsgående vegger (51, 52) som danner en strømningsbane (31A) med hovedsakelig rektangulært tverrsnitt, at blandingsfaseinnløpet (32) befinner seg ved en ende av kammeret (31) anordnet vinkelrett på en vegg av det rettlinjede kammer, at faststoffutløpet (34) befinner seg ved den andre ende av kammeret (31), og at separatoren videre omfatter en overflomsvegg (44) som er anordnet i kammeret og strekker seg på tvers av strømningsbanen (31A) ved gassfaseutløpet (33) oppstrøms for faststoffutløpet (34) .

2. Separator ifølge krav 1, karakterisert ved at den har et blandingsfaseinnløp (32) med innvendig diameter og som videre er karakterisert ved en strøm-ningsbane med en foretrukken høyde H lik i det minste eller minst 101,6 mm, og med et gassutløp (33) plasert mellom blandingsfaseinnløpet (32) og faststoffutløpet (34) i en foretrukken avstand fra innløpet (32) som ikke er større enn 4,0 , målt mellom deres respektive senterlinjer .

3. Separator ifølge krav 2, karakterisert ved at den mest foretrukne avstand mellom blandingsfase-innløpets (32) og gassutløpets (33) senterlinjer ikke er mindre enn 1,5 D., men ikke er større enn 2,5 D.. i i

4. Separator ifølge krav 2 eller 3, karakterisert ved at den mest foretrukne høyde H av strøm-ningsbanen er 2 x .

5. Separator ifølge krav 4, karakterisert ved at den mest foretrukne bredde W av strømningsbanen (31A) ikke er mindre enn 0,9 , men ikke er større enn

1,10 D.. i

6. Separator ifølge krav 2, karakterisert ved at den har et faststoff-fjerningsutløp (34) hvis før-ste seksjon (66) er kolineær med strømningsbanen (31A) og hvis andre seksjon (67) er vinkelrett på den første seksjon (66) og anordnet for nedadrettet strømning av faststoffene ved hjelp av gravitet.

7. Separator ifølge krav 6, karakterisert ved at den videre omfatter en strømningsbegrensning plasert i den innrettede seksjon av utløpet for faststoffer, hvilken strømningsbegrensning dannes av en vegg (68) som innsnevrer den innrettede første seksjon (66).

8. Separator ifølge krav 7, karakterisert ved at strømningsbegrensningen er en dyse.

9. Separator ifølge krav 7, karakterisert ved at den foretrukne strømningsbegrensning er en venturi ( 69) .

10. Separator ifølge krav 1 eller 2, karakterisert ved at den har et skall (37) som er fremstilt med sirkulært tverrsnitt, hvilken separator (14) videre omfatter en strømningsbane-formningsinnretning (38) som gir en strømningsbanegeometri som er hovedsakelig rektangulær .

11. Separator ifølge krav 10, karakterisert ved at formningsinnretningen (38) er en foring av et kera-misk materiale anbragt på kammerveggene (51, 52).

12. Separator ifølge krav 10, karakterisert ved at formningsinnretningen (38) er ledeplater som er innsatt i separatorkammeret (31).

13. Separator ifølge krav 1 eller 2, karakterisert ved at dens kammervegger (51, 52) er foret med en erosjonsmotstandsdyktig foring (38).

14. Separator ifølge krav 1, 2, 5 eller 6, karakterisert ved at dens kammervegger (51, 52) er foret med en termisk isolerende foring (40).

15. Separator ifølge krav 13, karakterisert ved at den videre omfatter en termisk isolerende foring (40) plasert mellom kammerveggene (51, 52) og den erosjonsmotstandsdyktige foring (38).

16. Separator ifølge krav 1, 2, 6 eller 7, karakterisert ved at den har et kammer (31) hvis lengdedimensjon er forlenget forbi gassutløpet (33) med en lengde L.

17. Separator ifølge krav 16, karakterisert ved at den foretrukne lengde L av kammerforlengelsen (63) er mindre eller lik 5 D.. i

18. Separator ifølge krav 1, 2 eller 6, karakterisert ved at den videre omfatter et mannhull (35, 36) for rengjøring i én eller begge ender av separatorkammeret ( 31) .

19. Separator ifølge et av de foregående krav, karakterisert ved at den videre omfatter en sekundær separator (18) for faststoffer og gass for å fjerne hovedsakelig alle gjenværende faststoffer, en første kanal (15) som forbinder gassutløpet (33) fra kammeret (31) med den sekundære separator (18), et kar (22) for utstrømning av faststoffer, en andre kanal (16) som forbinder karet (22) og kammeret (31), og en trykkbalan-serende innretning (29) for å opprettholde en høyde av faststoffer i den andre kanal (16) for å gi en positiv tetning mellom kammeret (31) og karet (22).

20. Separator ifølge krav 19, karakterisert ved at den videre omfatter kjølemidler (17) plasert i den første kanal (15).

21. Separator ifølge krav 20, karakterisert ved at de foretrukne kjølemidler (17) er en spraydyse for injisering av kjølefluid.

22. Separator ifølge et av kravene 6-21, karakterisert ved at kammerets (21) faststoff-fjerningsutløps (34) første seksjon (66) er avtrappet bort fra veggen av kammeret motsatt innløpet (32).

23. Separator ifølge krav 19, karakterisert ved at faststoffutløpskaret (22) stripper restgass fra faststoffene ved bruk av inert gass eller damp.

24. Separator ifølge krav 19, karakterisert ved at den foretrukne sekundære separator (18) er en syklon.

25. Separator ifølge krav 19, karakterisert ved at trykkbalanseringsinnretningen (29) er en hydraulisk kraft som virker på kammeret (31), den andre kanal (16) og karet (22), idet den andre kanal (16) er dimensjonert for å gi tilstrekkelig trykktap til å gi en høyde med faststoff.

26. Separator ifølge krav 19, karakterisert ved at trykkbalanseringsinnretningen (29) er en tilbake-slagsventil ved utløpsenden av den andre kanal (16).

27. Separator ifølge krav 19, karakterisert ved at trykkbalanseringsinnretningen (29) er en trykkregu-leringsventil på faststoffutløpskaret (22).

28. Separator ifølge krav 19, 25, 26 eller 27, karakterisert ved at trykkbalanseringsinnretningen (29) regulerer mengden av restgass til faststoff utløpskaret (22), hvilken gasstrøm er positiv eller negativ, men har en absolutt strømningshastighet som ikke er større enn 10% av innløpsgasstrømmen til systemet.