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原料射流對(duì)提升管內(nèi)壓降特性的影響

鄭志航 馬郡男閆子涵盧春喜

中國(guó)石油大學(xué)(北京)重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249

DOI：10.12034/j.issn.1009-606X.222206

摘 要通過(guò)大型冷模實(shí)驗(yàn)，采集了不同原料射流形式的提升管內(nèi)總壓降及預(yù)提升段、進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降的動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)，對(duì)比了斜向上射流和斜向下射流存在時(shí)提升管內(nèi)各區(qū)域的壓降特征，分析了不同操作條件的影響。結(jié)果表明，相同操作條件下，射流與多相流逆流接觸提升管總壓降及各部分壓降大于射流與多相流并流接觸提升管總壓降及各部分壓降。其他操作條件一定時(shí)，不同射流與多相流接觸方式提升管總壓降及各部分壓降均隨預(yù)提升氣速增大而減小，隨顆粒循環(huán)強(qiáng)度增加而增大。當(dāng)射流速度增大時(shí)，射流與多相流并流接觸提升管內(nèi)總壓降及各部分壓降變化不明顯；射流與多相流逆流接觸提升管內(nèi)預(yù)提升段壓降有所增大，進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降、提升管總壓降顯著增加。結(jié)合傳統(tǒng)提升管壓降模型及因次分析，建立了射流與多相流并流和射流與多相流逆流接觸兩種形式提升管內(nèi)的進(jìn)料混合及充分發(fā)展區(qū)壓降模型，可供工程設(shè)計(jì)參考。

關(guān)鍵詞提升管；射流；進(jìn)料段；壓降

1 前 言

提升管反應(yīng)器作為一種高效多相間接觸設(shè)備，廣泛應(yīng)用于石油化工、煤化工、生物質(zhì)轉(zhuǎn)化、制藥等領(lǐng)域^[1-7]。催化裂化是石油加工行業(yè)的重要二次加工流程之一，提供了我國(guó)市場(chǎng)70%以上的汽油產(chǎn)品，同時(shí)也對(duì)低碳烯烴的供給起到了巨大的作用^[8-11]。提升管反應(yīng)器是催化裂化的核心反應(yīng)場(chǎng)所，在傳統(tǒng)油劑并流接觸提升管內(nèi)，進(jìn)料混合區(qū)存在氣固混合不均勻、易發(fā)生結(jié)焦等問(wèn)題^[12]。而新型油劑逆流接觸提升管進(jìn)料段內(nèi)，油劑接觸效果明顯提高，且混合區(qū)長(zhǎng)度有所縮短^[13-15]。提升管內(nèi)部顆粒濃度的軸向分布與氣固兩相的停留時(shí)間和氣固兩相之間傳質(zhì)傳熱速率密切相關(guān)^[16,17]。實(shí)際工業(yè)生產(chǎn)中，顆粒濃度往往采用應(yīng)用方便、不影響生產(chǎn)活動(dòng)的壓差法間接測(cè)量獲得；同時(shí)，在提升管反應(yīng)器設(shè)計(jì)和模擬的數(shù)學(xué)模型計(jì)算過(guò)程中，壓降數(shù)據(jù)不但可以為閥門(mén)等部件提供選型依據(jù)，同時(shí)也可以為通風(fēng)能耗提供數(shù)據(jù)，進(jìn)而決定風(fēng)機(jī)的選型。因此，掌握壓降數(shù)據(jù)對(duì)于在線監(jiān)控和調(diào)節(jié)提升管內(nèi)流化狀態(tài)和運(yùn)行情況有著重要意義^[18-21]。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外研究者針對(duì)未引入射流影響的提升管以及傳統(tǒng)油劑并流接觸提升管內(nèi)壓降與操作條件、顆粒物性之間的關(guān)系進(jìn)行了大量研究并獲得了一些規(guī)律性結(jié)果和模型。王向輝等^[22]建立了雙循環(huán)變徑提升管反應(yīng)器冷模實(shí)驗(yàn)裝置，并分析了操作條件與雙循環(huán)回路壓降間的關(guān)系。陳鴻偉等^[16]對(duì)顆粒循環(huán)強(qiáng)度與提升管壓降間的關(guān)系進(jìn)行了探究，通過(guò)冷模實(shí)驗(yàn)提出并驗(yàn)證了預(yù)測(cè)提升管內(nèi)壓降的計(jì)算式。楊新等^[23]采用多種顆粒速度計(jì)算方法，建立了提升管內(nèi)壓降的數(shù)學(xué)模型，并用冷模試驗(yàn)加以驗(yàn)證。Khurram等^[24]考察了提升管中顆粒循環(huán)強(qiáng)度、顆粒尺寸、表觀氣速和總壓降間的關(guān)系，提出了根據(jù)顆粒循環(huán)強(qiáng)度預(yù)測(cè)提升管總壓降的數(shù)學(xué)模型。已有研究主要是針對(duì)無(wú)射流存在時(shí)的傳統(tǒng)提升管，當(dāng)原料射流存在時(shí)，其對(duì)提升管內(nèi)壓降影響的研究相對(duì)較少；對(duì)于操作條件與不同油劑接觸方式提升管總壓降及各分區(qū)壓降間的關(guān)系尚不明確，射流存在條件下提升管內(nèi)壓降的預(yù)測(cè)模型有待完善。針對(duì)上述問(wèn)題，本工作通過(guò)大型冷模實(shí)驗(yàn)，對(duì)比了不同射流形式對(duì)提升管內(nèi)壓降的影響，考察了射流與多相流并流和逆流接觸兩種形式的提升管中操作條件對(duì)壓降的影響。在此基礎(chǔ)上，結(jié)合傳統(tǒng)提升管內(nèi)的壓降模型，建立了不同射流形式提升管內(nèi)的分區(qū)壓降模型，可用于預(yù)測(cè)不同形式原料射流存在條件下提升管內(nèi)的壓降分布特征，供工程設(shè)計(jì)參考。

2 實(shí) 驗(yàn)

2.1　材料及儀器

實(shí)驗(yàn)中采用固體顆粒為典型的FCC平衡催化劑顆粒，該顆粒為Geldart A類顆粒，其平均粒徑d_p=70 μm，堆積密度ρ_b=870 kg/m³，顆粒密度ρ_p=1440 kg/m³。受冷模試驗(yàn)條件所限，預(yù)提升氣體和噴嘴射流均采用常溫空氣替代。采用由CGYL-300B型壓差變送器(北京傳感星空自控技術(shù)有限公司)通過(guò)介入式測(cè)壓管獲得各部分的壓差瞬時(shí)信號(hào)，在測(cè)量過(guò)程中，CGYL-300B型壓差變送器內(nèi)OEM硅壓阻式差壓芯體作為敏感元件，將壓差信號(hào)轉(zhuǎn)化為電信號(hào)，數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)會(huì)自動(dòng)采集數(shù)據(jù)并將其轉(zhuǎn)化為壓差瞬時(shí)信號(hào)。測(cè)壓管裝有反吹裝置，高壓反吹氣體通過(guò)三通電磁閥進(jìn)入測(cè)壓管接管，通過(guò)反吹測(cè)壓管可以清潔裝置運(yùn)行一段時(shí)間后堵塞在測(cè)壓管篩網(wǎng)上的固體顆粒，減小實(shí)驗(yàn)誤差。

2.2　實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)在一套主體為提升管和伴床的大型冷模循環(huán)流化床實(shí)驗(yàn)裝置中完成，如圖1所示。其中，提升管直徑為Φ200 mm×7 mm，裝置總體高度為14 m，主體采用有機(jī)玻璃制作。

圖1實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1Schematic diagram of experimental apparatus

1. Roots blower 2. Buffer tank 3. Gas distributor 4. Rotameter 5. Pre-lift section 6. Intake nozzle 7. Riser 8. Quick separator 9,10. Cyclone 11. Storage tank 12,14. Particle returning pipe 13,15,19. Measuring valve 16,17. Dipleg 18. Circulating tube

為對(duì)比不同射流形式對(duì)提升管內(nèi)壓降特性的影響，采用射流與催化劑顆粒并流接觸和逆流接觸兩種進(jìn)料段結(jié)構(gòu)，如圖2所示，兩種結(jié)構(gòu)中射流與提升管軸向夾角均為30°。

圖2提升管進(jìn)料段結(jié)構(gòu)示意圖[(a) 順流接觸；(b) 逆流接觸]Fig.2Schematic diagrams of feed injection structures of riser [(a) cocurrent contact; (b) countercurrent contact]

2.3　實(shí)驗(yàn)方法

2.3.1 操作條件

參考工業(yè)催化裂化提升管的操作范圍，實(shí)驗(yàn)中預(yù)提升氣速取2.4, 3.5, 4.1 m/s，噴嘴進(jìn)氣的出口速度取41.8, 64.2, 78.5 m/s，提升管內(nèi)的顆粒循環(huán)強(qiáng)度G_s范圍取為65~95 kg/(m²·s)。

2.3.2 實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置

如圖3所示，將提升管立管底部入口截面H₀規(guī)定為零截面，在提升管H-H₀=0.25 m處設(shè)置測(cè)點(diǎn)1，H-H₀=2.25 m處設(shè)置測(cè)點(diǎn)2，H-H₀=10.75 m處設(shè)置測(cè)點(diǎn)3。規(guī)定不同測(cè)點(diǎn)a, b (a, b為測(cè)點(diǎn)序號(hào))之間的壓降數(shù)值為ΔP_ab(kPa)。

圖3壓降測(cè)點(diǎn)示意圖

Fig.3Schematic diagrams of pressure drop measuring points

2.3.3 數(shù)據(jù)分析方法

對(duì)測(cè)點(diǎn)間壓降數(shù)據(jù)進(jìn)行多次測(cè)量，采用均值表征測(cè)點(diǎn)間壓降，如式(1)所示：

式中，為測(cè)點(diǎn)間壓降數(shù)值的平均值(kPa)，ΔP_i為測(cè)點(diǎn)間壓降數(shù)值(kPa)，n為測(cè)量次數(shù)。

3 結(jié)果與討論

3.1　提升管內(nèi)壓降組成

實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi)的催化劑顆粒在預(yù)提升氣體的作用下，由提升管底部開(kāi)始向上運(yùn)動(dòng)，并在噴嘴處和射流氣體充分混合，到達(dá)提升管頂部后通過(guò)出口快分實(shí)現(xiàn)氣體與顆粒的初步分離。大部分催化劑顆?；氐桨榇驳南∠喽?，殘余的未被分離的固體顆粒經(jīng)過(guò)旋風(fēng)分離器經(jīng)自料腿返回伴床密相段，伴床內(nèi)的固體顆粒再經(jīng)由循環(huán)斜管返回預(yù)提升段，完成循環(huán)。提升管內(nèi)壓降主要由顆粒相重位壓降、氣體相重位壓降、顆粒相加速壓降、氣體相加速壓降、顆粒相與管壁間摩擦壓降、氣體相與管壁間摩擦壓降和噴嘴射流引起的壓降組成。但由于提升管內(nèi)壁較光滑，顆粒相、氣體相與管壁間摩擦壓降可忽略不計(jì)。下面對(duì)提升管內(nèi)不同區(qū)域的壓降分別進(jìn)行分析。

3.1.1 提升管預(yù)提升段壓降

在預(yù)提升段區(qū)域內(nèi)，氣固兩相流動(dòng)可視為穩(wěn)態(tài)流動(dòng)過(guò)程。預(yù)提升段壓降ΔP₁₂主要由顆粒相重位壓降ΔP_p1(kPa)、氣體相重位壓降ΔP_g1(kPa)、顆粒相加速壓降ΔP_ac,p(kPa)、氣體相加速壓降ΔP_ac,g(kPa)組成，可由式(2)表示：

式中，ΔP_p1, ΔP_g1可由式(3)和(4)表示：

其中，為預(yù)提升段平均空隙率，L₁₂為預(yù)提升段長(zhǎng)度(m)，ρ_g為氣體密度(kg/m³)。

3.1.2 提升管進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降

提升管進(jìn)料段由于噴嘴射流的引入，其內(nèi)部氣固流動(dòng)較為復(fù)雜；同時(shí)進(jìn)料混合段與充分發(fā)展段間的界限也與其他操作條件密切相關(guān)，難以確定適宜的分界點(diǎn)。因此，將進(jìn)料混合段與充分發(fā)展段作為整體考察其壓降特性。

提升管進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降ΔP₂₃主要由顆粒相重位壓降ΔP_p2(kPa)、氣體相重位壓降ΔP_g2(kPa)和射流引起的壓降ΔP_j(kPa)組成，可由式(5)表示：

式中，ΔP_p2, ΔP_g2可由式(6)和(7)表示，而射流引起的壓降ΔP_j尚不存在完善的數(shù)學(xué)模型，對(duì)于建立具有普適性的ΔP_j數(shù)學(xué)模型仍是行業(yè)內(nèi)工作者們的研究方向。

其中，為進(jìn)料混合及充分發(fā)展段內(nèi)平均空隙率，L₂₃為進(jìn)料混合及充分發(fā)展段長(zhǎng)度(m)。

3.1.3 提升管總壓降

提升管總壓降ΔP₁₃由預(yù)提升段壓降ΔP₁₂和進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降ΔP₂₃組成，可由式(8)表示：

3.2　不同射流形式提升管內(nèi)的壓降特性

分別改變預(yù)提升氣速、噴嘴射流速度和顆粒循環(huán)強(qiáng)度，測(cè)量了不同射流與顆粒流接觸方式下的提升管總壓降以及各部分壓降，并分析了不同操作條件對(duì)不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降及管內(nèi)各部分壓降的影響。

3.2.1 射流速度的影響

在預(yù)提升氣速為3.5 m/s，顆粒循環(huán)強(qiáng)度為65 kg/(m²·s)的操作條件下，不同射流與顆粒流接觸方式下提升管總壓降隨射流速度U_j的變化如圖4所示。由圖4可以看出，在相同射流速度下，射流與顆粒流逆流接觸提升管的總壓降大于射流與顆粒流并流接觸提升管的總壓降。隨著射流速度增大，射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)總壓降略有增加，而射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)總壓降則增大較為明顯。當(dāng)射流速度從41.8 m/s提高到78.5 m/s時(shí)，兩種方式總壓降的差距從19.49%增加至59.41%，表明射流速度增加會(huì)對(duì)射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)的總壓降產(chǎn)生更為顯著的影響。

圖4射流速度對(duì)提升管總壓降的影響Fig.4Influence of jet velocity on total pressure drop of riser

為研究射流速度對(duì)提升管內(nèi)各部分壓降的影響，在預(yù)提升氣速為3.5 m/s，顆粒循環(huán)強(qiáng)度G_s為65 kg/(m²·s)的操作條件下，測(cè)量預(yù)提升段、進(jìn)料混合及充分發(fā)展段在不同預(yù)提升氣速下的壓降ΔP₁₂, ΔP₂₃，其變化趨勢(shì)如圖5所示。由圖可知，隨著射流速度增大，兩種射流與顆粒流接觸方式的提升管內(nèi)各部分壓降呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律。

圖5射流速度對(duì)提升管各部分壓降的影響

Fig.5Influences of jet velocity on partial pressure drop in riser

在射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)，由于在該類提升管內(nèi)噴嘴射流向上傾斜，射流對(duì)提升管內(nèi)壓降的作用主要體現(xiàn)在進(jìn)料噴嘴截面以上區(qū)域。在預(yù)提升段，對(duì)壓降起主要作用的因素為顆粒相重位壓降ΔP_p1，如式(3)所示。隨著射流速度的增大，其下游預(yù)提升段的平均空隙率不會(huì)發(fā)生顯著改變，由式(2)可知，預(yù)提升段壓降ΔP₁₂不發(fā)生顯著變化。在進(jìn)料混合及充分發(fā)展區(qū)內(nèi)，ΔP₂₃幾乎不隨射流速度的增加而發(fā)生改變。在該區(qū)域內(nèi)，噴嘴射流引起的壓降ΔP_j的組成較為復(fù)雜，按照對(duì)壓降作用的差異可分為兩個(gè)部分：首先，向上傾斜的高速射流對(duì)提升管內(nèi)向上運(yùn)動(dòng)的多相流起到了一定的加速作用，從而使該區(qū)域內(nèi)整體的顆粒濃度有所下降，壓降有所減小；但射流速度不斷增大的過(guò)程中，邊壁處的原料射流更容易向提升管中心區(qū)匯聚，且與預(yù)提升氣流中顆粒的混合效果更差^[25,26]，甚至在某些受射流影響較為顯著的區(qū)域出現(xiàn)瞬時(shí)固含率為零的現(xiàn)象，導(dǎo)致對(duì)向上運(yùn)動(dòng)的多相流體的阻礙作用逐漸增大。兩種相反作用的結(jié)果導(dǎo)致隨著射流速度增加，ΔP₂₃卻并不發(fā)生明顯變化。

在射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)，向下傾斜的射流對(duì)提升管內(nèi)各部分壓降的影響相對(duì)明顯。在預(yù)提升段內(nèi)，隨著射流速度的增大，ΔP₁₂先略微增大后幾乎不變。噴嘴射流在進(jìn)料噴嘴截面以下附近區(qū)域的阻礙作用隨著射流速度增大而增大，提升管內(nèi)多相流在到達(dá)臨近區(qū)域時(shí)會(huì)發(fā)生減速現(xiàn)象，導(dǎo)致預(yù)提升段末端的顆粒濃度上升，故ΔP₁₂稍有增大。而在進(jìn)料混合及充分發(fā)展區(qū)內(nèi)，向下傾斜的高速射流與提升管內(nèi)多相流發(fā)生摩擦、碰撞與混合，隨后共同向上運(yùn)動(dòng)。在此過(guò)程中，射流速度U_j越高，多相流損失在接觸、混合過(guò)程中的能量越多，造成的壓力損失越大；且隨著射流速度增大，更多的催化劑顆粒從邊壁處被卷吸至進(jìn)料段中心^[25]，并在該區(qū)域獲得更高的加速度，上述兩種現(xiàn)象將導(dǎo)致ΔP_j顯著增大。雖然隨著射流速度U_j的增大，該區(qū)域內(nèi)顆粒濃度將減小，ΔP_p2和ΔP_g2也將有所減小，但遠(yuǎn)不能補(bǔ)償在射流與多相流混合過(guò)程中引起的壓降。因此，隨著射流速度U_j增大，進(jìn)料混合及充分發(fā)展段內(nèi)壓降ΔP₂₃呈現(xiàn)增大的趨勢(shì)。

綜合來(lái)看，隨著射流速度增大，射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)預(yù)提升段壓降幾乎保持不變，進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降也僅發(fā)生小幅度變化，導(dǎo)致總壓降變化不大；而在射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)，進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降顯著增加，導(dǎo)致總壓降也隨之增大。

3.2.2 預(yù)提升氣速的影響

在噴嘴射流速度U_j為41.8 m/s，顆粒循環(huán)強(qiáng)度G_s為65 kg/(m²·s)時(shí)，不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降隨預(yù)提升氣速U_r的變化如圖6所示。由圖可知，由于射流與顆粒流接觸方式的差異，相同條件下射流與顆粒流逆流接觸提升管的總壓降大于射流與顆粒流并流接觸提升管的總壓降；隨著預(yù)提升氣速U_r增大，射流與顆粒流并流、逆流接觸提升管總壓降均呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)。當(dāng)預(yù)提升氣速?gòu)?.4 m/s提高到4.1 m/s時(shí)，兩種方式的總壓降的差距保持在20.25%~23.05%，表明預(yù)提升氣速增加對(duì)不同射流與顆粒流接觸方式下提升管內(nèi)總壓降均產(chǎn)生一定的影響。

圖6預(yù)提升氣速對(duì)提升管總壓降的影響Fig.6Influence of pre-lifting gas velocity on total pressure drop of riser

在噴嘴射流速度U_j為41.8 m/s，顆粒循環(huán)強(qiáng)度G_s為65 kg/(m²·s)的操作條件下，測(cè)量預(yù)提升段、進(jìn)料混合及充分發(fā)展段在不同預(yù)提升氣速下的壓降ΔP₁₂和ΔP₂₃的變化趨勢(shì)如圖7所示，當(dāng)U_r由2.4 m/s增至3.5 m/s時(shí)，射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)ΔP₁₂降低31.61%，ΔP₂₃降低了11.51%，射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)ΔP₁₂降低35.48%，ΔP₂₃降低了11.06%；當(dāng)U_r由3.5 m/s增至4.1 m/s時(shí)，射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)ΔP₁₂降低15.00%，ΔP₂₃降低了5.70%。射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)ΔP₁₂降低9.82%，ΔP₂₃降低了6.72%。

圖7預(yù)提升氣速對(duì)提升管內(nèi)各部分壓降的影響

Fig.7Influences of pre-lifting gas velocity on partial pressure drop in riser

由圖可知，相同操作條件下，射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)預(yù)提升段、進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降均大于射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)同區(qū)域壓降，且隨著預(yù)提升氣速增大，不同射流與顆粒流接觸方式提升管內(nèi)各部分的壓降均降低。隨著預(yù)提升氣速增加，預(yù)提升氣體對(duì)提升管底部顆粒的曳力作用明顯增加，使得該區(qū)域乃至整個(gè)提升管內(nèi)部的顆粒濃度有所下降，提升管內(nèi)平均空隙率有所上升，由式(3)和(6)可知，提升管內(nèi)顆粒相重位壓降ΔP_p1和ΔP_p2將降低；雖然顆粒相、氣體相加速壓降ΔP_ac,p和ΔP_ac,g隨著預(yù)提升氣速增加而增加，但提升管內(nèi)總壓降及各部分壓降仍呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)，說(shuō)明提升管總壓降的組成中顆粒相重位壓降ΔP_p起主導(dǎo)作用。由圖還可看出，隨著預(yù)提升氣速增大，不同射流與顆粒流接觸方式提升管內(nèi)壓降降低的趨勢(shì)均有所減緩，造成這種現(xiàn)象的原因可能是：隨著預(yù)提升氣速不斷增大，提升管內(nèi)顆粒濃度下降的趨勢(shì)逐漸減緩，且射流對(duì)多相流的阻礙作用仍然存在，最終導(dǎo)致了上述現(xiàn)象的產(chǎn)生。

可見(jiàn)，預(yù)提升氣速的改變會(huì)引起整個(gè)提升管內(nèi)壓降的變化，而并非其中的某個(gè)區(qū)域；隨著預(yù)提升氣速的增大，不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降及各部分壓降均減小，且趨勢(shì)逐漸放緩。

3.2.3 顆粒循環(huán)強(qiáng)度的影響

在預(yù)提升氣速為3.5 m/s，射流速度為41.8 m/s時(shí)，測(cè)量不同射流與顆粒流接觸方式提升管內(nèi)總壓降在不同顆粒循環(huán)強(qiáng)度下的數(shù)值，如圖8所示。由圖可知，隨著顆粒循環(huán)強(qiáng)度的增大，射流與顆粒流逆流、并流接觸提升管內(nèi)的總壓降皆呈現(xiàn)勻速增大的趨勢(shì)，且二者間差距由19.49%縮減至14.82%。

圖8顆粒循環(huán)強(qiáng)度對(duì)提升管內(nèi)總壓降的影響Fig.8Influence of solid flux on total pressure drop of riser

在預(yù)提升氣速為3.5 m/s，射流速度為41.8 m/s的條件下，測(cè)量不同顆粒循環(huán)強(qiáng)度下預(yù)提升段、進(jìn)料混合及充分發(fā)展段的壓降ΔP₁₂和ΔP₂₃，其變化趨勢(shì)見(jiàn)圖9。在兩種射流與顆粒流接觸方式的提升管內(nèi)，隨著顆粒循環(huán)強(qiáng)度增大，多相流夾帶上行的固體顆粒增加，提升管內(nèi)顆粒濃度呈上升趨勢(shì)，平均空隙率,降低，由式(3)和(6)可知，顆粒相重位壓降ΔP_p1和ΔP_p2均增大；且多相流損失在預(yù)提升段加速過(guò)程中的能量增加， ΔP_ac,p和ΔP_ac,g增大。由此導(dǎo)致提升管內(nèi)各部分壓降均隨之增大，且都保持穩(wěn)定的增長(zhǎng)趨勢(shì)。上述現(xiàn)象在一定程度上說(shuō)明，當(dāng)預(yù)提升氣速和射流速度保持不變時(shí)，隨著顆粒循環(huán)強(qiáng)度增大，不同形式射流對(duì)提升管內(nèi)壓降的影響基本保持穩(wěn)定，不會(huì)對(duì)壓降的變化趨勢(shì)產(chǎn)生較為顯著的影響。

圖9顆粒循環(huán)強(qiáng)度對(duì)提升管內(nèi)各部分壓降的影響

Fig.9Influences of solid flux on partial pressure drop in riser

可見(jiàn)，顆粒循環(huán)強(qiáng)度的改變同樣會(huì)造成提升管內(nèi)整體壓降發(fā)生變化，而并非單獨(dú)影響其中某個(gè)區(qū)域；增加顆粒循環(huán)強(qiáng)度，不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降及各部分壓降均呈現(xiàn)線性增大的趨勢(shì)。

3.3　不同射流形式提升管內(nèi)進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)

上述實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，提升管進(jìn)料混合及充分發(fā)展段是受到射流影響最為明顯的區(qū)域，傳統(tǒng)不受射流影響的提升管壓降計(jì)算模型并不能較好地反映提升管內(nèi)該區(qū)域壓降的實(shí)際情況。不同射流與顆粒流接觸方式提升管進(jìn)料混合及充分發(fā)展區(qū)壓降ΔP_md(Pa)主要與提升管內(nèi)徑D_d(m)、顆粒密度ρ_p(kg/m³)、顆粒速度U_p(m/s)、動(dòng)力黏度μ(N·s/m²)、重力加速度g(m/s²)、表觀氣速U_f(m/s)、預(yù)提升相與射流相流量比K、射流速度U_j(m/s)、預(yù)提升氣速U_r(m/s)、噴嘴出口截面積S_j(m²)、提升管橫截面積S_r(m²)有關(guān)。其中顆粒速度U_p受多種因素影響，因此用顆粒循環(huán)強(qiáng)度G_s[kg/(m²·s)]代替；預(yù)提升相與射流相流量比K可由U_r,U_j,S_j,S_r表示。參考傳統(tǒng)提升管內(nèi)壓降計(jì)算模型^[18,27]，并結(jié)合因次分析方法，ΔP_md的函數(shù)形式可表示為

將各參數(shù)無(wú)量綱化得到如下表達(dá)式：

式中，a₁~a₄均為待定系數(shù)，為表觀顆粒雷諾數(shù)，為表觀氣體雷諾數(shù)，為表觀弗魯?shù)聰?shù)，為預(yù)提升相與射流相流量比。

對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，可得：

當(dāng)射流與顆粒流并流接觸時(shí)，

當(dāng)射流與顆粒流逆流接觸時(shí)，

不同射流形式提升管內(nèi)的進(jìn)料混合及充分發(fā)展區(qū)壓降ΔP_md模型計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值如圖10所示，其中在射流與顆粒流并流接觸時(shí)，計(jì)算值與實(shí)際值的最大誤差范圍為-10.99%~16.21%；在射流與顆粒流逆流接觸時(shí)，計(jì)算值與實(shí)際值的最大誤差范圍為-10.35%~21.85%?？梢?jiàn)在U_r=2.4~4.1 m/s,U_j=41.8~78.5 m/s,G_s=65~95 kg/(m²·s)的操作范圍內(nèi)，計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，誤差基本保持在±10%以內(nèi)，結(jié)果可為工程設(shè)計(jì)提供參考。

圖10提升管進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降計(jì)算值與實(shí)際值的對(duì)比

Fig.10Comparisons between calculated values and experimental values of pressure drop in feed mixing and fully developed section of the riser

4 結(jié) 論

利用大型冷模實(shí)驗(yàn)，對(duì)比了不同原料射流形式提升管內(nèi)的總壓降及各部分壓降，考察了操作條件的影響，得出如下結(jié)論：

(1) 在上述操作條件范圍內(nèi)，射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)總壓降總體大于射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)總壓降，條件相同時(shí)，逆流接觸相比于并流接觸總壓降的增加比例平均為15%~20%；其中進(jìn)料混合及充分發(fā)展區(qū)受射流影響較為明顯，導(dǎo)致該區(qū)域在不同射流與顆粒流接觸方式下壓降差異較大。

(2) 在其他操作條件一定時(shí)，增大預(yù)提升氣速將導(dǎo)致不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降及各部分壓降均降低；而不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降及各部分壓降隨顆粒循環(huán)強(qiáng)度增加而增大；隨著射流速度增大，射流與顆粒流并流接觸提升管內(nèi)預(yù)提升段壓降幾乎不受影響，進(jìn)料混合及充分發(fā)展段則產(chǎn)生小幅度變化，總壓降基本保持不變，而在射流與顆粒流逆流接觸提升管內(nèi)預(yù)提升段壓降小幅增大，進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降、提升管總壓降都將顯著增大。

(3) 在射流速度一定時(shí)，隨著預(yù)提升氣速、顆粒循環(huán)強(qiáng)度的增大，不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降的差距總體維持在14%~24%范圍內(nèi)，且有小幅減小的趨勢(shì)；而單獨(dú)增大射流速度，則會(huì)引起二者差距的急劇增大，最大可達(dá)59.41%。因此，射流與顆粒流逆流接觸提升管在運(yùn)行時(shí)射流速度不宜過(guò)大，應(yīng)保持在41.8~64.2 m/s范圍較為合適，且適當(dāng)提高預(yù)提升氣速、增加顆粒循環(huán)強(qiáng)度均有利于減輕逆向射流對(duì)總壓降的不利影響。

(4) 不同射流與顆粒流接觸方式提升管內(nèi)進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降主要與提升管內(nèi)徑、顆粒密度、顆粒速度、動(dòng)力黏度、重力加速度、射流速度、預(yù)提升氣速、預(yù)提升相與射流相流量比、噴嘴出口截面積、提升管橫截面積有關(guān)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果建立了兩種射流與顆粒流接觸方式提升管內(nèi)進(jìn)料混合及充分發(fā)展段壓降的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，?jì)算值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好。

略

Effect of different types of feed injection on pressure drop characteristics in riser

Zhihang ZHENG Junnan MAZihan YANChunxi LU

State Key Laboratory of Heavy Oil Processing, China University of Petroleum, Beijing 102249, China

Abstract:Riser reactor is the core equipment of the catalytic cracking process. In an industrial riser reactor, the feed oil is usually injected by multiple high-speed nozzles to mix and react with catalyst particles. As an important monitoring data, the pressure drop in riser not only reflects the fluidization state but also determines the energy consumption of the process. However, most studies on the pressure drop in riser do not consider the effect of feed injection. The model to predict the pressure drop in the feed injection zone of riser needs to be improved. In this work, the pressure drop in riser under the effect of different types of feed injection is investigated through large-scale cold mold experiments. The dynamic data of both total pressure drop and pressure drop from different sections in riser are collected. Results under the influence of upward injection and downward injection are compared. Besides, the pressure drop characteristics of each section in the riser are analyzed, and the influence of different operating conditions is analyzed. Generally, both the total pressure drop and the pressure drop from each section of riser are larger when the catalysts contact with feed injection by countercurrent way. For both upward and downward jets, the total pressure drop and the pressure drop of each section in riser decrease with the increase of the pre-lift gas velocity, increase wiht the increase of solid flux. When the jet velocity increases, the total pressure drop and the pressure drop of each section in riser do not change significantly when the catalysts contact with feed injection by cocurrent way. On the contrary, for the countercurrent contact situation, the total pressure drop of riser and the pressure drops in the feed mixing and fully developed sections increase significantly. Combined with the traditional riser pressure drop model and dimensional analysis, pressure drop models for the feed mixing and fully developed sections in riser are established, which can be used as a reference for engineering design.

Keywords:riser；jet；feed injection zone；pressure drop

引用本文：鄭志航, 馬郡男, 閆子涵, 等. 原料射流對(duì)提升管內(nèi)壓降特性的影響. 過(guò)程工程學(xué)報(bào), 2023, 23(4): 534-543.(Zheng Z H, Ma J N, Yan Z H, et al. Effect of different types of feed injection on pressure drop characteristics in riser (in Chinese). Chin. J. Process Eng., 2023, 23(4): 534-543, DOI: 10.12034/j.issn.1009?606X.222206.)

作者簡(jiǎn)介：鄭志航，碩士研究生，化學(xué)工程專業(yè)，E-mail: 2680197495@qq.com

作者簡(jiǎn)介：閆子涵，副教授，主要研究方向?yàn)槎嘞嗔鞣磻?yīng)器開(kāi)發(fā)、流態(tài)化技術(shù)、多相流傳遞與分離，E-mail: yanzihan2007@163.com

基金信息：國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(編號(hào)：21908244)；國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(編號(hào)：2021YFA1501304)

中圖分類號(hào)：TE624.41

文章編號(hào)：1009-606X(2023)04-0534-10

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

收稿日期：2022-06-15

修回日期：2022-07-20

出版日期：2023-04-28

網(wǎng)刊發(fā)布日期：2023-05-05

END

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