江洪波，張　晴，周立群，王　玉，曹　晶

(1.華東理工大學 石油加工研究所，上海200237；2.中國石化金陵石化有限責任公司烷基苯廠，江蘇 南京210046)

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長鏈烷烴脫氫制單烯烴動力學模型

江洪波1，張晴1，周立群2，王玉2，曹晶2

(1.華東理工大學 石油加工研究所，上海200237；2.中國石化金陵石化有限責任公司烷基苯廠，江蘇 南京210046)

摘要：根據(jù)長鏈烷烴催化脫氫反應機理，采用某新型國產(chǎn)長鏈烷烴脫氫催化劑，建立了工業(yè)反應條件下的直鏈烷烴脫氫制單烯烴表觀反應動力學模型和催化劑失活模型。以在軸向連續(xù)流動固定床微型反應器中 C10~C13直鏈烷烴脫氫反應的實驗數(shù)據(jù)為基礎，采用多元函數(shù)包維爾(Powell)法優(yōu)化計算了反應速率常數(shù)、失活速率常數(shù)、失活級數(shù)與活化能，實驗值與計算值擬合效果良好。動力學模型參數(shù)分析表明了所建模型動力學與熱力學的合理性。 應包含正文的要點，一般來說，應該包含研究目的、研究方法、得到的結果和最后的結論4部分。寫英文摘要時，不能因為某些內(nèi)容不好翻譯就棄掉要點；摘要應盡量簡潔，盡可能刪掉課題研究的背景信息；摘要中出現(xiàn)的數(shù)據(jù)應該是最重要、最關鍵的數(shù)據(jù)；不需要自己標榜自己的研究結果；二次文獻信息將脫離原文而獨立存在，因此摘要中不能出現(xiàn)圖表數(shù)據(jù)；摘要中的內(nèi)容應在正文中出現(xiàn)，摘要不能對原文進行補充和修改；摘要中的縮寫名稱在第1次出現(xiàn)時要有全稱；摘要中的句子應盡量簡短，主謂語要搭配。

關鍵詞：長鏈烷烴；脫氫；表觀動力學；失活；模型

長鏈烷烴催化脫氫制取長鏈單烯烴，進而與苯烷基化生產(chǎn)的長鏈烷基苯是合成洗滌劑的主要原料，且長鏈烷基苯的生物降解率高[1]。因此，長鏈烷烴催化脫氫制取長鏈單烯烴在合成洗滌劑工業(yè)中占有重要地位。

長鏈烷烴催化脫氫制長鏈單烯廣泛使用的生產(chǎn)工藝是美國環(huán)球油品公司(UOP)開發(fā)的Pacol工藝[2]。該工藝采用非酸性Pt系催化劑，得到的反應產(chǎn)物是一個組成十分復雜的混合物，除了催化脫氫生成目標產(chǎn)物正構單烯烴外，異構反應和連續(xù)脫氫反應的發(fā)生會生成其他副產(chǎn)物。另外，長鏈烷烴轉化率低，如提高反應溫度，則單烯烴選擇性降低，會生成較多的裂解產(chǎn)物、雙烯烴及芳烴；如提高氫壓，長鏈烷烴轉化率將更低。

關于長鏈烷烴的脫氫反應動力學，國外已有不少研究報道。在20世紀80年代，俄羅斯學者對正癸烷與正構十一、十二烷烴在Pt系催化劑催化下脫氫制取單烯烴反應與失活動力學進行了大量研究[3-5]，所建動力學模型反應組分計算值與實驗值標準偏差在20%~30%范圍；20世紀90年代以后，印度、伊朗、俄羅斯等國學者對C9~C14直鏈烷烴脫氫制烯烴動力學進行了更詳細的報道[6-8]，但大多為直鏈烷烴脫氫反應動力學，同時研究反應動力學與催化劑失活動力學的不多。國內(nèi)關于直鏈烷烴脫氫制烯烴動力學方面的研究較少。1980年，張高勇等[9]采用絕熱固定床研究了長直鏈烷烴催化脫氫主反應表觀動力學和失活表觀動力學；1985年，康保安等[10]將整個體系的副反應考慮在內(nèi)，研究了長鏈烷烴脫氫反應動力學。

在本研究中，筆者針對長鏈烷烴催化脫氫工業(yè)反應條件，采用某新型國產(chǎn)長鏈烷烴脫氫催化劑,建立了直鏈烷烴催化脫氫表觀反應動力學模型和催化劑失活模型，對產(chǎn)物進行集總分析，并對模型參數(shù)進行了優(yōu)化計算。

1實驗部分

1.1　原料

C10~C13直鏈烷烴混合物，純度99.5%以上，其中C10、C11、C12、C13直鏈烷烴摩爾分數(shù)分別為6.7%、30.5%、38.4%、24.4%；氫氣，純度大于95%，進脫氫反應器前經(jīng)分子篩精制。

1.2　實驗裝置和條件

采用軸向連續(xù)流動固定床微型反應器進行動力學實驗。反應器為φ25 mm×6 mm、長60 cm的不銹鋼管。在與工業(yè)長鏈烷烴催化脫氫反應條件相近、未消除催化劑內(nèi)外擴散條件下進行實驗，反應壓力0.1 MPa、氫/烴摩爾比5.79。原料體積流率不變，通過改變催化劑裝填體積而改變空速大小。

1.3　催化劑

某新型國產(chǎn)長鏈烷烴脫氫催化劑，負載主元素為Pt，載體為γ-Al2O3。催化劑密度0.86 g/mL。

1.4　分析儀器

日本島津GC-2010Plus氣相色譜儀，配有毛細管色譜柱和氫火焰離子化檢測器，分析樣品為兩次采樣之間的混合樣。

2長鏈烷烴脫氫制單烯烴動力學模型的建立

2.1　模型集總的劃分與反應網(wǎng)絡的建立

直鏈烷烴催化脫氫反應原料為 C10~C13直鏈烷烴混合物，除了生成目標產(chǎn)物不同碳數(shù)長鏈單烯烴外，連續(xù)脫氫生成二烯、三烯、多烯直至生成氫和焦炭，異構化、環(huán)化和芳構化反應生成異構烷烴、異構烯烴、環(huán)烷烴、環(huán)烯烴和芳烴，裂解反應生成低碳數(shù)烷烴與烯烴。因分析條件所限，不能對所有組分達到分子尺度的測定，根據(jù)組分所具有的反應動力學特性，使用集總動力學來研究該反應體系最為合適[11]。根據(jù)Pacol工藝脫氫反應機理、氣相色譜儀分析的實驗數(shù)據(jù)及相關文獻[6,12]，對反應物與產(chǎn)物進行集總，建立了C10~C13直鏈烷烴催化脫氫6集總反應動力學模型反應網(wǎng)絡，如圖1所示。

圖1　C10~C13直鏈烷烴催化脫氫制單烯烴反應網(wǎng)絡

2.2　反應動力學方程與催化劑失活方程的建立

C10~C13直鏈烷烴脫氫制單烯烴反應網(wǎng)絡復雜，為合理簡化反應動力學模型，根據(jù)長鏈烷烴催化脫氫反應機理，對反應動力學模型作5點基本假定。(1)物料以平推流形式流經(jīng)軸向固定床反應器；(2)不考慮分子的徑向擴散；(3) 催化脫氫反應段處于恒溫區(qū)，不考慮熱效應對直鏈烷烴轉化率的影響；(4)所有反應均在相同的金屬活性中心上進行；(5) 脫氫反應為單分子反應，加氫及裂解反應為雙分子反應。

在長鏈烷烴催化脫氫制單烯烴反應過程中，因反應體系中二烯烴、芳烴等在催化劑表面連續(xù)脫氫生成大分子聚合物使催化劑表面結焦，導致催化劑活性降低。為合理描述該反應體系，建立催化劑失活方程，結焦引起的催化劑失活可視為獨立失活機理[11]，使用分離動力學形式。

在本實驗中，反應條件與工業(yè)脫氫反應條件相近，工業(yè)脫氫反應條件下催化劑內(nèi)外擴散不能夠完全消除，因此本動力學研究不考察催化劑內(nèi)外擴散，所建反應方程為表觀反應動力學方程。由反應動力學模型基本假定和催化劑獨立失活機理，推導得到分離動力學模型方程。式(1)為表觀反應動力學方程，式(2)為催化劑失活方程。

(1)

(2)

當d≠1時，可對式(2)進行積分，得到a隨催化劑使用時間的變化關系式(3)。

(3)

由式(1)、(3)及相關文獻[6,9-10,12]與假設，可得到C10~C13直鏈烷烴脫氫制單烯烴表觀動力學模型為式(4)~(10)。

k-3CnsCH2-k5CpsCH2-k9Cps)·a

(4)

k-2CdsCH2+k4Cns-k6CmsCH2-k10Cms)·a

(5)

k7CnsCH2-k11Cns-k12Cns+k-12CdsCH2)·a

(6)

k12Cns-k-12CdsCH2)·a

(7)

(8)

(9)

2k8Cds+k3Cps-k5CpsCH2-k6CmsCH2-

k7CnsCH2-k-3CnsCH2+4k9Cps+3k10Cms+

3k11Cns+k12Cns-k-12CdsCH2)·a

(10)

2.3　模型參數(shù)的確定

C10~C13直鏈烷烴催化脫氫制單烯烴表觀動力學模型中有15個反應速率常數(shù)，催化劑失活速率常數(shù)和級數(shù)各1個，即有16個指前因子和16個活化能(15個反應活化能與1個失活活化能)。采用文獻所介紹的方法[13]計算直鏈烷烴生成直鏈單烯烴的反應平衡常數(shù)，根據(jù)計算出的正、逆反應速率常數(shù)計算其他可逆副反應的平衡常數(shù)。

采用自適應變步長龍格庫塔法[14]求解動力學微分方程。求解微分方程得到的是某一具體時刻所對應的組分濃度，采樣分析出的實驗數(shù)據(jù)是某個組分在一個時間段內(nèi)濃度的平均值，為了使求解微分方程得到的組分濃度與組分的實驗值對應，使用高斯六點積分處理1個時間段內(nèi)求解微分方程得到的6個時刻點的組分濃度。

采用多元函數(shù)包維爾(Powell)法進行函數(shù)最優(yōu)化[14]，優(yōu)化目標函數(shù)如式(11)所示。根據(jù)最優(yōu)化原則確定模型的各個動力學參數(shù)。

(11)

3C10~C13直鏈烷烴催化脫氫反應動力學模型參數(shù)計算和相應實驗

3.1　反應條件

為了求取C10~C13直鏈烷烴脫氫制單烯烴表觀動力學模型參數(shù)，動力學實驗反應條件如表1所示。

3.2　結果與討論

3.2.1模型參數(shù)計算結果

根據(jù)表1中實驗編號1-5的反應條件計算761.15 K、不同體積空速下的反應速率常數(shù)(k)、失活速率常數(shù)(kd)與失活級數(shù)d，結果列于表2、表3。

為了使建立的模型預測不同溫度下各組分濃度，需確定反應和催化劑失活的活化能(E)與指前因子(k0)。使用表1中實驗編號6-9的反應條件計算活化能與指前因子，計算結果也列于表2。

反應速率常數(shù)大小表示一個反應的快慢，從表2可以看出，(1)直鏈烷烴脫氫生成直鏈單烯烴的反應速率遠大于其生成非正構單烯烴和裂解產(chǎn)物的反應速率，說明直鏈烷烴催化脫氫過程中生成直鏈單烯烴的反應為主反應；(2)直鏈單烯烴和非正構單烯烴脫氫生成二烯烴的反應速率相差不多，但前者略大于后者，說明二次脫氫過程中直鏈單烯烴更易被催化劑活性中心吸附而發(fā)生脫氫反應；(3)二烯烴脫氫生成芳烴的反應速率遠遠大于直鏈烷烴、直鏈單烯烴和非正構單烯烴的反應速率，說明在二烯烴較易脫氫生成芳烴產(chǎn)物，而其他連續(xù)多次脫氫反應則較難；(4)直鏈烷烴裂解反應速率大于直鏈單烯烴和非正構單烯烴裂解速率，說明直鏈烷烴較易在催化劑活性中心發(fā)生加氫裂解。以上反應速率大小均符合長鏈烷烴脫氫反應特點[15]。

表1　動力學實驗反應條件

LHSV—Liquid space velocity；C0—Concentration of feed component；F0—Total feed molar flow rate

p=0.1 MPa;n(H2)/n(Oil)=5.79;F0=2.74 mol/h

表2　C10~C13直鏈烷烴催化脫氫反應動力學模型參數(shù)

1)T=761.15 K

表3　C10~C13直鏈烷烴催化脫氫反應

活化能表示反應進行難易程度及受溫度的影響程度，從表2可以看出，(1)直鏈烷烴脫氫生成直鏈單烯烴的活化能最小，說明直鏈烷烴較易脫氫生成直鏈單烯烴，且是主要反應。直鏈烷烴脫氫生成非正構單烯烴的活化能，大于生成直鏈單烯烴的活化能，因異構單烯烴需由異構反應產(chǎn)生，所需克服的反應能壘大于生成直鏈單烯烴的反應能壘；小于其他脫氫反應的活化能，說明直鏈烷烴更易脫氫生成單烯烴；(2)直鏈單烯烴和非正構單烯烴二次脫氫生成二烯烴的活化能相差不多，但遠大于直鏈烷烴一次脫氫反應活化能，說明二次脫氫反應所需克服的反應能壘更大，所需反應溫度更高；(3)直鏈單烯烴和二烯烴生成芳烴的活化能大于直鏈烷烴和非正構單烯烴生成芳烴的活化能，因其反應路徑不同而活化能大小不同，前者先發(fā)生逐步脫氫反應而后環(huán)化生成芳烴，后者先發(fā)生環(huán)化反應而后脫氫生成芳烴；(4)直鏈烷烴、直鏈單烯烴和非正構單烯烴加氫裂解反應活化能均大于其他脫氫反應活化能，說明裂解反應發(fā)生所需克服的反應能壘較大，所需溫度較高，而直鏈烷烴的裂解活化能均小于直鏈單烯烴和非正構單烯烴裂解活化能，故直鏈烷烴更容易發(fā)生裂解反應。

從表2還可以看出，相同空速下，催化劑失活活化能為正數(shù)，且數(shù)值較大，說明催化劑失活速率隨反應溫度升高而加快，且受溫度影響比較明顯。為了提高直鏈烷烴生成直鏈單烯烴的轉化率，反應溫度不宜過高，而由阿倫尼烏斯方程可知，溫度是影響反應速率的關鍵因素，溫度越高脫氫反應速率越快，所以，存在使目標產(chǎn)物收率和反應速率達到最佳值的最優(yōu)反應溫度。同樣，催化劑失活速率常數(shù)大小也用來表示催化劑活性變化快慢。從表3可以看出，相同溫度、不同體積空速的反應條件下，體積空速越大，催化劑活性變化越慢。因此，合理控制空速大小對于提高催化劑的壽命和主要產(chǎn)物的收率有重要影響。

3.2.2實驗值與模型計算值比較

每一個反應條件下，催化劑的使用時間為67 h，共有9次采樣分析數(shù)據(jù)。因文章篇幅所限，不同催化劑使用時間下，對相同溫度、不同體積空速的反應條件只作出了21.8 h-1下各組分摩爾分數(shù)實驗值與計算值的比較；對相同體積空速、不同溫度的反應條件下只作出753.15 K下各組分摩爾分數(shù)實驗值與計算值的比較，結果分別示于圖2、圖3。不同反應條件下，單組實驗數(shù)據(jù)中各組分摩爾分數(shù)的平均相對偏差列于表4。從圖2、3和表4可以看出，反應物直鏈烷烴和目標產(chǎn)物直鏈單烯烴摩爾分數(shù)實驗值的平均相對偏差較小，二者的實驗值和計算值也吻合較好；其他副產(chǎn)物因摩爾分數(shù)較小，導致實驗值的平均相對偏差較大一些，二者的實驗值和計算值也有一些差別?？偟膩砜矗瑢嶒炛蹬c計算值擬合結果良好，所求動力學模型參數(shù)可靠。

圖2　761.15 K、21.8 h-1條件下直鏈烷烴催化脫氫反應產(chǎn)物各組分摩爾分數(shù)計算值與實驗值

SerialnumberRelativedeviation/%n-Paraffins(ps)n-Olefins(ms)i-Olefins(ns)Diolefins(ds)Gases(

3.2.3平衡常數(shù)

脫氫反應為吸熱反應，直鏈烷烴生成直鏈單烯烴的反應平衡常數(shù)由文獻[13]計算得到，直鏈單烯烴生成雙烯烴(K2)、直鏈烷烴生成非正構單烯烴(K3)、非正構單烯烴生成雙烯烴(K12)的平衡常數(shù)由Ki=ki/k-i計算得到。表5為壓力0.1 MPa、體積空速21.8 h-1和氫/烴摩爾比5.79時，不同反應溫度下副產(chǎn)物烯烴的平衡常數(shù)。從表5可以看出，平衡常數(shù)隨溫度的升高而增大。所以，計算得到的動力學參數(shù)在熱力學上也是合理的。

表5　不同反應溫度下直鏈烷烴催化脫氫反應

p=0.1 MPa; LHSV=21.8 h-1;n(H2)/n(Oil)=5.79

4結論

(1) 根據(jù)長鏈烷烴催化脫氫反應機理，采用某新型國產(chǎn)長鏈烷烴脫氫催化劑，建立了基于工業(yè)脫氫反應條件下的C10~C13直鏈烷烴催化脫氫制單烯烴表觀反應動力學模型與催化劑失活模型。本模型根據(jù)產(chǎn)物所具有的反應動力學特性進行集總，減少了動力學參數(shù)求解個數(shù)，并提高了精確度與可靠性。

(2) 采用Powell法對反應速率常數(shù)、失活速率常數(shù)與級數(shù)、活化能進行了優(yōu)化計算，所建動力學模型的計算值與實驗值誤差均在合理的范圍內(nèi)。

(3) 只對體積空速和溫度對催化劑活性的影響做了相關計算分析，而壓力、氫/烴摩爾比對催化劑活性也有一定的影響，在后續(xù)工作中將會對其進行相關計算分析。

符號說明：

A、B—— 物質A和B;

a——催化劑的活性;

as——集總組分：芳烴;

C0——進料組分的總摩爾濃度，mol/L;

CA、CB——物質A和B的摩爾濃度,mol/L；

Cas——芳烴(as)的摩爾濃度，mol/L；

C

Cds——雙烯烴(ds)的摩爾濃度，mol/L；

CH2——氫氣(H2)的摩爾濃度，mol/L；

Cms——直鏈單烯烴(ms)的摩爾濃度，mol/L；

Cns——非正構單烯烴(ns)的摩爾濃度，mol/L；

Cps——直鏈烷烴(ps)的摩爾濃度，mol/L；

d——失活級數(shù)；

ds——集總組分：雙烯烴；

E——活化能，kJ/mol；

F0——組分的總進料摩爾流速，mol/h；

H2——氫氣；

i——集總組分中的某一個組分；

K2——直鏈單烯烴生成雙烯烴的平衡常數(shù)；

K3——直鏈烷烴生成非正構單烯烴的平衡常數(shù)；

K12——非正構單烯烴生成雙烯烴的平衡常數(shù)；

Ki=ki/k-i——平衡常數(shù)的計算；

k——反應速率常數(shù)；

k0——指前因子；

kd——失活速率常數(shù)；

ki——組分i的正反應速率常數(shù)；

k-i——組分i的逆反應速率常數(shù)；

l1、l2——反應級數(shù)；

ms——集總組分：直鏈單烯烴；

ns——集總組分：非正構單烯烴；

ps——集總組分：直鏈烷烴；

Q——各組分摩爾分數(shù)的相對偏差之和；

-rA——物質A的反應速率；

T——反應溫度，K；

t——催化劑的使用時間，h；

LHSV——液時體積空速，h-1；

W——催化劑質量，g；

x——各組分的摩爾分數(shù)；

xi,cal——集總組分i的計算值，摩爾分數(shù)；

xi,exp——集總組分i的實驗值，摩爾分數(shù)；

z——集總組分的個數(shù)；

τ=WC0/F0——實際空時，(g·h)/L。

參考文獻

[1] MANSOURPOUR Z, SAHEBDELFAR S, SAEEDIZAD M. 11th National Chemical Engineering Congress[C]//TarbiatModarres University, Tehran, Iran, December, 2006.

[2] 陳向前. 烷基苯生產(chǎn)和應用[M].北京：中國石化出版社，1994.

[3] KRYLOVA T L, NEKRASOV N V, GUDKOY B S, et al. Mechanism and kinetics of dehydrogenation of highern-paraffins on promoted platinum catalysts I Hydrogen/deuteriumisotope exchange inn-decane [J]. Kinet Catal (Engl Transl), 1980, 21(6): 1482-1486.

[4] SADYKHOVA Z A, NEKRASOV N V, GUREVICH V R, et al. Mechanism and kinetics of dehydrogenation of highern-paraffin on promoted platinum catalysts V. Kinetics of dehydrogenation ofn-undecane andn-dodecane on a platinum-tin catalyst [J]. Kinet Catal (Engl Transl), 1984, 25(3): 593-597.

[5] MART’YANAOVA S K, GAIDAI N A, KOSTYUKOVSKII M M, et al. Mechanism and kinetics of dehydrogenation of highern-paraffins on promoted platinum catalysts IV. Kinetic study of coke formation in dehydrogenation ofn-decane on platinum-alumina catalyst [J].Kinet Catal (Engl Transl), 1982, 23(4): 907-912.

[6] FRANTAINA E V, AFANASJEVA J I, IVANCHINA E D, et al. Simulator development of industrial process of normal alkanes C9-C14dehydrogenation using methods of quantum chemistry [J]. Petroleum & Coal, 2010, 52(2): 129-138.

[7] PADMAVATHI G, CHAUDHURI K K, RAJESHWER D, et al. Kinetics ofn-dodecane dehydrogenation on promoted platinum catalyst[J]. Chemical Engineering Science, 2005, 60(15):4119-4129.

[8] SAEEDIZAD M, SAHEBDELFAR S, MANSOURPOUR Z. Deactivation kinetics of platinum-based catalysts in dehydrogenation of higher alkanes[J]. Chemical Engineering Journal, 2009, 154(1):76-81.

[9] 張高勇，劉驥, 唐鴻鑫.長鏈烷烴脫氫主反應及其失活過程表現(xiàn)動力學研究[J].燃料化學學報，1983，11(2)：48-57.(ZHANG Gaoyong, LIU Ji, TANG Hongxin. Study on the apparent dynamics of reaction and deactivation of highern-paraffins [J]. Journal of Chemical Fuel, 1983, 11(2):48-57)

[10] 康保安，唐鴻鑫, 張高勇，等.長鏈烷烴脫氫動力學的研究[J].日用化學工業(yè)，1986，1(3)：1-6.(KANG Baoan, TANG Hongxin, ZHANG Gaoyong,et al. Study on the dynamics of highern-paraffins [J]. Daily Chemical Industry, 1986, 1(3):1-6.)

[11] 朱炳晨，翁惠新, 朱子彬.催化反應工程[M].北京：中國石化出版社,2000.

[12] KRAVTSOVA V, IVANCHINAE D, IVASHKINAEN, et al. Reactor block operation analysis and efficiency prediction in paraffins dehydrogenation process with use of technological modeling system [J]. Petroleum & Coal, 2010, 52(2): 155-163.

[13] 張高勇，劉驥. C9-C14烷烴脫氫主反應熱力學計算—長鏈正構烷烴脫氫熱力學分析Ⅰ[J].日用化學工業(yè)，1983，(3)：7-12.(ZHANG Gaoyong, LIU Ji. Thermodynamics calculation of C9-C14paraffins dehydrogenation main reaction—Thermodynamic analysis of heavy paraffins dehydrogenation[J]. Daily Chemical Industry, 1983, (3):7-12.)

[14] 何光渝. VB常用算法大全[M].西安：西安電子科技大學出版社,2001.

[15] 劉愛兵. 長鏈正構烷烴在陶瓷膜反應器中的脫氫反應[D].大連：大連理工大學，1996.

Ei 對中英文摘要的要求

Kinetic Model of Heavy Paraffin Dehydrogenation to Mono-olefins

JIANG Hongbo1, ZHANG Qing1, ZHOU Liqun2, WANG Yu2, CAO Jing2

(1.ResearchInstituteofPetroleumProcessing,EastChinaUniversityofScienceandTechnology,Shanghai200237,China; 2.LABPlantofJinlingPetrochemicalCorporationofSINOPEC,Nanjing210046,China)

Abstract：Based on the reaction mechanism of heavy paraffin catalytic dehydrogenation, with a new domestic catalyst of paraffin dehydrogenation as research objective, apparent reaction kinetic model and catalyst deactivation model of heavy paraffins dehydrogenation to mono-olefins were established under industrial reaction conditions. Based on the experimental data of C10—C13paraffins dehydrogenation in an axial continuous flow fixed bed microreactor, the reaction rate constants, deactivation rate constants, deactivation order and activation energy were calculated by multivariate function Powell method, and the fitting effect of experimental values and calculated values is good. The analysis of kinetic model parameters showed the rationality of kinetics and thermodynamics.

Key words：heavy paraffins; dehydrogenation; apparent reaction kinetics; deactivation; model

中圖分類號：TE65；O0643.1

文獻標識碼：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.01.021

文章編號：1001-8719(2016)01-0156-08

收稿日期：2014-10-22

通訊聯(lián)系人： 江洪波，男，副教授，博士，從事石油加工動力學研究；E-mail：hbjiang@ecust.edu.cn