新型提升管进料段内压力脉动强度分布的影响因素

通过大型冷模实验,考察了油剂逆流接触提升管进料段内压力脉动强度的轴、径向分布,并结合射流气浓度分布、预提升气浓度分布和颗粒浓度分布分析了气固间作用特征及其对流动的影响. 结果表明,根据喷嘴射流、预提升气及颗粒相对压力脉动的贡献,可将新型提升管进料段沿轴向由下而上分为喷嘴进气上游影响区(H=?0.375~?0.1 m)、喷嘴进气控制区(H=?0.1~0.375 m)及喷嘴进气下游影响区(H=0.375~0.675 m). 进料段内压力脉动相对标准偏差径向分布的模拟值与实验值吻合较好.     

喷嘴进料对提升管进料段内颗粒浓度分布的影响

在提升管冷模实验装置上考察了喷嘴进料对颗粒浓度径向分布的影响规律. 结果表明,提升管进料段内存在3种形式的颗粒浓度径向分布,在距喷嘴较近的轴向区域,颗粒浓度沿径向呈明显的W形分布,喷嘴进料对颗粒流动的影响很强;在距喷嘴较远的轴向位置,颗粒浓度沿径向呈环-核分布,喷嘴进料对颗粒流动的影响很弱;在二者之间,颗粒浓度沿径向呈弱W分布,喷嘴进料对颗粒流动具有一定影响. 随着喷嘴气速的增加或预提升气速的减小,颗粒浓度逐渐由W形分布转变为环-核分布,喷嘴进料对颗粒流动的影响逐渐减弱. 采用喷嘴射流动量与预提升来流动量比Mj/Mr考察了操作参数及装置结构尺寸对提升管进料段内颗粒浓度径向分布的综合影响. 在实验范围内,动量比对进料段内颗粒浓度径向分布及颗粒流动行为具有明显的影响规律,随着动量比的增加,颗粒浓度逐渐由W形分布转变为环－核分布,操作参数及装置结构尺寸对颗粒流动的影响逐渐减小. 在动量比小于4.21时,操作参数及装置结构尺寸对颗粒流动的影响在H=0.675~1.075 m间的轴向位置基本结束;在动量比增大为4.21时,操作参数及装置结构尺寸对颗粒流动的影响在H=0.375~0.675 m间的轴向位置便已基本结束.     

新型催化裂化提升管进料段内原料射流浓度分布的大型冷模实验研究

通过大型冷模实验研究了喷嘴射流与催化剂逆向接触的新型提升管进料段内喷嘴射流浓度沿径向的分布,考察了喷嘴气速、预提升气速的影响. 结果表明,喷嘴气速Uj=78.5 m/s和预提升气速Ur=4.1 m/s条件下可获得较好的油剂混合效果. 与传统形式相比,新型结构可促进油剂混合,在轴向距离H<0.7 m内完成油剂混合,油剂初始接触区域内喷嘴射流相浓度分布更均匀. 给出了新型进料段中不同区域喷嘴射流浓度沿径向分布的经验模型,计算值与实验值吻合较好.     

提升管喷嘴进料段内油、剂两相接触状况研究

在φ200mm提升管冷模实验装置上,采样局部固含率与喷嘴气体局部浓度之比考察了油剂二相在进料段四个轴向位置(H=0.375,0.675,1.075,1.375m)及不同操作参数(Ur=2.25-4.30 m·s-1,Ui=41.7~62.5m·s-1,Mi/Mi=0.29~4.21)下的接触状况.结果表明,浓度比在H=0.375m截面呈W形径向分布、油剂在床层中心和边壁的接触状况均较差;在H??O.675m的其它截面,浓度比呈U形径向分布、油剂在床层边壁的接触状况较差,在床层中心的接触状况较好.在H=0.375m截面,增加Ui及Mi/Mr使油剂在床层边壁的接触状况得到改善,在床层中心的的接触状况变差;而增加Ur则使油剂在床层边壁及中心的接触状况均变差.在H=0.675m截面,增加Uj、Mj/Mr或降低Ur使油剂在床内的接触状况得到改善.采用油剂匹配指数λ考察了油剂在进料段不同截面的平均接触状况.在Mi/Mr<2.15时,油剂在H=0.675m截面的接触状况最差;在Mi/Mr??2.15时,油剂在H=0.375m截面的的接触状况最差.此外,在H=0.675m截面,当Mj/Mr=0.29~0.54及1.05~2.37时,增加动量比可明显改善油剂接触状况;在其它轴向位置,当Mj/Mr=0.29~0.66时,增加动量比可明显改善油剂接触状况.     

喷嘴油气在提升管进料段的浓度径向分布及混合行为

在φ200 mm提升管冷态实验装置上,根据喷嘴油气在进料段4个轴向位置（H=0.375、0.675、1.075、1.375 m）及不同操作参数（U_r=2.25～4.30 m·s^-1,U_j=41.7～62.5 m·s^-1,M_j/M_r=0.29～4.21）的浓度径向分布形式,考察了喷嘴油气与预提升气体和颗粒在进料段内的混合过程。结果表明,喷嘴油气在进料段内存在6种浓度径向分布形式,反映了喷嘴油气与预提升气体和颗粒在进料段的不同混合行为,沿轴向由下至上分别为：未混合区（强M形分布）、混合区（弱M形分布、强三峰形分布、弱三峰形分布、单峰形分布）及完成混合区（环-核分布）。随着U_j的增加或U_r的减小,喷嘴油气与预提升气体和颗粒在进料段内的未混合区、混合区及完成混合区的轴向高度逐渐增加。采用喷嘴射流动量与预提升来流动量之比M_j/M_r考察了操作参数及装置结构尺寸等对喷嘴油气与预提升气体和颗粒在进料段内混合过程的综合影响。喷嘴油气与预提升气体和颗粒的未混合区、混合区及完成混合区的轴向位置在动量比M_j/M_r≤0.29时分别为：0～0.375 m、0.375～0.525 m、0.525～0.675 m;在动量比M_j/M_r=0.29～0.54时分别为：0～0.375 m、0.375～0.875 m、0.875～1.075 m;在动量比M_j/M_r=0.54～4.21时分别为：0～0.525 m、0.525～1.225 m、1.225～1.375 m。     

新型催化裂化提升管进料段油、剂两相混合特性

通过大型冷模实验,引入射流相对浓度及颗粒相对浓度两个新参数,考察了油剂逆流接触新型提升管进料段内的油剂"匹配"状况。结果表明,喷嘴向下倾斜的进料方式能够强化油剂初始接触区域内两相混合,混合区高度可缩短约1/3。根据进料段内油剂匹配的特点,可将该新型进料段分为油剂初始接触区、气固扩散区和过渡恢复区3个部分。根据实验结果,得到了较佳的工况组合,分别为:喷嘴与轴向夹角α=30°,预提升气速Ur=4.1 m·s-1,喷嘴气速Uj=64.2 m·s-1。结合实验数据,对新型进料段中油剂匹配指数的轴向分布进行了拟合,结果可为油剂逆流接触提升管进料段的工业设计提供参考。     

油剂逆流接触FCC提升管进料段内喷嘴射流浓度的分布

通过一套大型冷模实验装置,考察了油剂逆流接触FCC提升管进料段内喷嘴射流在提升管不同轴向位置截面的浓度分布。针对前人采用脉冲示踪技术计算射流浓度时未考虑颗粒相的体积问题,进行理论分析,修正并提出了新的浓度分布计算表达式,并对比考察了修正后的效果。实验结果表明,修正后的表达式提高了射流浓度计算的准确度,减小了计算误差,采用油剂逆流接触新型结构,可使喷嘴射流相对浓度分布在油剂接触区内更均匀。     

双层喷嘴进料提升管内气固流动混合特性的大型冷模实验研究

为改善催化裂化工艺的产品分布,在传统单层向上原料喷嘴进料结构基础上,增加了2个对称、向下的“副喷嘴”。通过一套大型冷模实验装置,考察这种新型双层喷嘴进料段结构内气固流动混合特性,同时利用射流“二次流”理论,分析了逆向喷嘴射流二次流在提升管内的形成发展过程。实验结果表明,与传统单层向上喷嘴（主喷嘴）结构相比,双层喷嘴结构能够改善主喷嘴附近油剂匹配程度,提高气固接触效率。同时副喷嘴的加入可以将提升管进料段长度缩短1/3,减少油剂混合时间,加快气固相达到均匀稳定,实现抑制油气过度裂解,提高目标产品收率,降低生焦量的目的。     

新型催化裂化提升管进料段油、剂两相混合特性

通过大型冷模实验,引入射流相对浓度及颗粒相对浓度两个新参数,考察了油剂逆流接触新型提升管进料段内的油剂“匹配”状况。结果表明,喷嘴向下倾斜的进料方式能够强化油剂初始接触区域内两相混合,混合区高度可缩短约1/3。根据进料段内油剂匹配的特点,可将该新型进料段分为油剂初始接触区、气固扩散区和过渡恢复区3个部分。根据实验结果,得到了较佳的工况组合,分别为：喷嘴与轴向夹角α=30°,预提升气速U_r=4.1 m·s^-1,喷嘴气速U_j=64.2 m·s^-1。结合实验数据,对新型进料段中油剂匹配指数的轴向分布进行了拟合,结果可为油剂逆流接触提升管进料段的工业设计提供参考。     

双层喷嘴提升管进料区内气固流动特性的数值模拟

为了改善催化裂化工艺的产品分布,提出了一种双层喷嘴提升管进料方案,即在原有喷嘴层下方加设2个对称的“副喷嘴”,目前尚缺少此类双层喷嘴结构提升管内气固流动特性的研究。采用能量最小化方法考虑介尺度非均匀结构的影响,气固相间曳力采用EMMS曳力模型,采用了适用于模拟提升管内油剂混合和流动规律的数学模型。为保证模拟的准确性,确定了适宜的颗粒与壁面间镜面反射系数。主副喷嘴间距为0.5 m,同时改变主副喷嘴进料方向,形成了4种组合结构,即down?down结构、down?up结构、up?down结构和up?up结构。通过比较双层喷嘴与单层喷嘴提升管进料段内油剂混合和流动特性发现,双层喷嘴结构对提升管进料区气固流动的影响较大,尤其对于主喷嘴向上的传统进料结构,副喷嘴射流能加快气固两相达到均匀稳定。副喷嘴射流会加剧进料区副喷嘴以上高度处固含率分布的不均匀程度。当主喷嘴向下时,单层喷嘴down结构具有较小的平均停留时间和停留时间分布的离散程度,当主喷嘴向上时,双层喷嘴up?up结构的平均停留时间和离散程度最小,表明两种结构能使油剂在较短的接触时间内实现强混合,同时抑制目标产品继续裂解,降低生焦量。     

耦合流化床提升管内固含率径向分布及沿轴向的发展

针对催化汽油辅助反应器改质降烯烃工艺,结合提升管与流化床的特点,建立了一套提升管与流化床耦合反应器大型冷态实验装置. 在不同操作条件下,采用PV-4A型光纤密度仪测定了提升管内固含率沿径向的分布规律. 结果表明,固含率径向分布整体上呈现中心小、边壁大的环-核结构分布特征;沿轴向向上,各径向位置上的固含率在颗粒加速区逐渐降低,在充分发展区趋于稳定,在颗粒约束返混区又有所升高;各径向位置上的固含率随表观气速增大或颗粒循环强度减小而减小,且均匀性变好;提升管上部流化床内颗粒静床高度只对颗粒约束返混区内固含率径向分布有影响,而对颗粒加速区和充分发展区的固含率径向分布影响较小;当表观气速较低或颗粒循环强度较大时,颗粒约束返混区上部局部固含率最大值出现在无因次半径f=r/R=0.7附近,此时局部无因次固含率es*=es/ 沿轴向在H>5.33 m时不再具有相似性;通过比较径向不均匀指数,得到轴向各区固含率径向分布趋于均匀的程度依次为：充分发展区>颗粒约束返混区>颗粒加速区. 利用实验数据回归出了局部固含率径向分布关联式,其平均相对误差在6%以内.     

喷嘴射流在气固提升管内的扩散和混合行为

为获得不同形式射流在提升管内的扩散特征和气固混合行为,利用气体示踪技术,在大型提升管冷模实验装置中考察向上和向下倾斜两种射流的影响。通过引入射流特征浓度获得射流相在提升管内的分布特征,通过计算停留时间方差获得提升管内射流的局部停留时间分布特征,根据停留时间方差与操作条件及轴向高度的拟合结果计算射流影响区高度。结果表明,斜向下的射流进入提升管后沿径向分布更均匀,且可使混合流体在较短的距离内实现由近似“全混流”到近似“平推流”的过渡,与斜向上的射流相比,向下倾斜的射流可缩短射流混合区高度约50%。     

提升管反应器进料混合段内气固两相流动特性(Ⅰ)实验研究

根据实际工业的操作条件 ,采用催化裂化催化剂及空气 ,在大型冷模实验装置上对催化裂化提升管进料混合段内射流相与颗粒相的速度场、浓度场进行了系统测试 .结果表明 ,由于旋涡场的诱导作用 ,喷嘴射流注入到提升管中以后将会产生二次流动 ,二次流先是发展扩大 ,随后又与主流逐渐汇合 .根据混合流场的分布特点 ,可以将这一极其复杂的流场由下到上分为上游影响区段、主射流影响区段、二次流影响区段、混合发展区段 4部分 ,各区段在径向上又可再分为 2或 3个区来表征有关参数的分布特点     

流化床-提升管耦合反应器内固含率的轴向分布及流动发展

在耦合流化床反应器大型冷模实验装置上,考察了不同表观气速下FCC颗粒在耦合流化床内截面平均密度的轴向分布. 结果表明,反应器轴向固含率可分为底部流化床区域和上部提升管区域. 前者的密相区平均固含率随表观气速增大而减小;后者的平均固含率随表观气速Ug增大而增大,Ug<0.58 m/s时固含率分布均匀,Ug=0.70~1.04 m/s时提升管出口出现约束返混区(>8.62 m),Ug>1.16 m/s时提升管底部出现密度重整区(3.82~4.57 m)、加速平稳区(4.57~8.62 m)和出口返混区(>8.62 m). 确定了耦合反应器内提升管区域截面平均固含率的影响参数,并利用实验数据回归了平均固含率的轴向分布经验模型,计算值与实验值吻合较好.     

液固提升管-流化床组合反应器中流化床径向固含率分布的实验研究

在一套新型液固提升管-流化床组合反应器中,以水-玻璃珠为液-固体系,对f500 mm′4000 mm的液固流化床反应器内不同高度颗粒固含率的径向分布进行了实验,考察了表观液速和颗粒循环速率操作条件对颗粒固含率径向分布的影响. 实验表明,液固流化床内流动区域在轴向上可以划分为分布器影响区、过渡区和均匀流化区,径向上可以划分为中心区和环隙区. 这种分布特征主要取决于分布器的结构、尺寸及其流化介质. 本工作还对液固流化床与气固喷动床的三区流动结构进行了比较.     

提升管-环流床耦合反应器环流床内的固含率分布

针对催化汽油辅助反应器改质降烯烃技术,在提升管-环流床耦合反应器大型冷模实验装置上,研究了上部环流床内局部固含率分布及操作条件的影响,采用径向不均匀指数分析比较了提升管上端耦合环流床及耦合常规流化床的流化质量. 结果表明,环流床内固含率随表观气速增加而减小,导流筒底部固含率随外循环强度增加而增加,中上部固含率受外循环强度影响较小,环隙内固含率随外循环强度增加略有降低. 当导流筒内表观气速Ug,d<0.85 m/s时,固含率径向分布的均匀性沿轴向向上逐渐变好,当Ug,d≥0.85 m/s时,则沿轴向向上先变好,在导流筒出口处又变差;环隙内固含率分布趋于均匀的程度依次为环隙中部>环隙下部>环隙上部. 相同条件下,环流床内固含率分布的径向不均匀指数小于常规流化床.