魏晨光， 王德武， 吴广恒， 丁春立， 谢金朋， 张少峰

(河北工业大学 化工学院， 天津 300130)

变径组合提升管浓相区颗粒流动特性

魏晨光， 王德武， 吴广恒， 丁春立， 谢金朋， 张少峰

(河北工业大学 化工学院， 天津 300130)

在颗粒循环强度(Gs)为32.65～84.59 kg/(m2·s)、固/气比(Gs/(ρg·Ug))为9.22～47.95的操作条件下，对变径组合提升管浓相区颗粒流动特性进行了实验研究，并与以往高密度循环流化床和循环湍动流化床对比。结果表明，变径组合提升管浓相区各局部位置均存在上行与下行颗粒；随着无因次半径增加，局部时均固含率和颗粒返混比增加，局部颗粒速度及颗粒质量净流率则降低。当Gs/(ρg·Ug)在27～47.95范围，各截面平均固含率基本不再随其变化而变化，变径组合提升管浓相区进入高密度操作状态，对应局部时均颗粒速度和颗粒质量净流率均向上。在高密度操作下，变径组合提升管在局部流动特性上与循环湍动流化床相近，在截面平均及浓相区整体流动特性上与高密度循环流化床相近。

高密度循环流化床； 循环湍动流化床； 变径提升管； 流动特性； 固/气比

高密度循环流化床(High-density circulating fluidized bed， HDCFB)因具有固、气通量大，颗粒浓度高且轴向分布相对均匀，局部颗粒质量净流率均向上，传质、传热效率高等优点，得到了广泛的重视[1-2]。Zhu等[3]指出，在HDCFB系统构成及设计上，需给系统提供足够的动力，及尽可能地减小各部位压力损失，比如风机需要提供较大的压头、伴床侧需要较高的颗粒储量及较低的回路阻力。Grace等[4]指出，要实现HDCFB，在操作上应满足两个量化条件，即截面颗粒质量流率Gs>200 kg/(m2·s)和固含率εs>0.1。而实验室规模的循环流化床装置常受装置总高或风机压头的限制，难以为高密度操作下颗粒循环提供足够的动力，故在提升管内常出现下部满足高密度条件，而上部仍为快速流态化的情形[5-6]。同一提升管内2种流型并存，一方面使得提升管内轴向流动的均匀性变差，另一方面也使得整个提升管内的调控缺乏灵活性，进而造成提升管出口目的产物收率及选择性降低。对此，Zhu[7]在伴床侧采用相对较大直径和较高装料高度(6 m)的基础上，重点对提升管结构和操作进行了改进。提升管采用变径组合结构，即整个提升管下部采用小直径段，上部采用大直径段，两段串联，连接处采取二次补气。通过该结构设计，在小直径段单独构建了一个浓相操作区域，在大直径段通过灵活调节二次气速，构建了一个稀相输送操作区域。提升管采用变径组合结构设计，在小直径段的浓相区呈现出一种新型循环湍动流化床(Circulating turbulent fluidized bed，CTFB)的流型特征，能在Gs<200 kg/(m2·s)的条件下实现较宽的固/气比调节范围(Gs/(ρg·Ug)范围为20.83～125.00)[8-10]；除具备局部颗粒质量净流率均向上的特征外，还较HDCFB具有更高的颗粒浓度、更加均匀的轴径向颗粒分布等优点。Geng等[11]采取等径提升管与上、下两端等径中间扩径的变径组合提升管，在相同Gs/(ρg·Ug) (Gs/(ρg·Ug)=27.78，Gs=400 kg/(m2·s)，Ug=12 m/s)的条件下，分别实现了高密度操作。但通过分析瞬态浓度信号，并与Qi等[12-13]的结果对比表明，等径提升管内为HDCFB流型，变径组合提升管内为CTFB流型。Geng等[14]、Zhu等[15]进一步通过实验对比了等径提升管与变径组合提升管在2种流型下的气-固接触效率与反应性能，证实了CTFB流型在两方面均优于HDCFB流型。

以上分析表明，在较大的Gs/(ρg·Ug)下，变径组合提升管在高密度操作流型特征上与等径提升管不同，前者在Gs/(ρg·Ug)更低的操作下的流动特性、是否存在CTFB流型操作域下限、是否存在HDCFB流型或HDCFB与CTFB流型间的转换等，还未见有关报道。笔者采用一套变径组合提升管冷模实验装置，在Gs/(ρg·Ug)为9.22～47.95范围内，着重针对提升管下部小直径段浓相区，考察了浓相区流动参数的局部与整体分布特性，并与已有HDCFB和CTFB研究结果对比。

1 实验部分

1.1 实验装置及流程

变径组合提升管实验装置及流程如图1所示。提升管总高7500 mm，由下部小直径段和上部大直径段串联而成；小直径段尺寸φ60 mm×1900 mm，大直径段尺寸φ120 mm×5000 mm，中间采用变径段过渡，变径段内设二次补气设备。伴床尺寸φ200 mm×2200 mm/φ300 mm×1300 mm，伴床颗粒出口至提升管颗粒入口间循环管内径60 mm，竖直方向高度3000 mm，颗粒入口距底部分布板高度300 mm。来自风机的空气经转子流量计计量后分3路分别进入提升管底部、变径段及伴床底部；颗粒沿提升管小直径段、大直径段向上，经转向型出口进入伴床，伴床内颗粒经循环管返回到提升管小直径段底部，伴床内气体夹带的少部分颗粒经旋风分离器及布袋除尘器分离后放空。

图1 变径组合提升管实验装置及流程示意图Fig.1 Experimental setup and process of adjustable riser1—Fan; 2—Buffer tank; 3—Rotameter; 4—Lower riser;5—Upper riser; 6—Bin; 7—Bag filter; 8—Cyclone;9—Dipleg; 10—Circulating tube

1.2 实验介质及操作条件

以常温空气为流化介质，CRP-1催化裂解催化剂颗粒为固体介质，颗粒密度ρp=1455 kg/m3，平均粒径dp=75 μm。

提升管大直径段表观气速3.44 m/s，小直径段表观气速Ug范围1.47～2.95 m/s，颗粒循环强度(Gs)范围32.65～84.59 kg/(m2·s)，固/气比(Gs/(ρg·Ug))范围9.22～47.95，伴床内料位界面至提升管小直径段颗粒入口垂直距离为4.0 m。操作中，提升管下部小直径段整体为固/气比较大的浓相区，上部大直径段整体为固/气比较小的稀相区。

1.3 测量与分析方法

在提升管小直径段对应浓相区H=1.90 m的高度布置6个测量截面，如表1所示。沿每个截面径向布置5个局部测点，无因次半径r/R分别为0、0.3、0.5、0.7和0.9。

表1 提升管浓相区轴向测点布置Table 1 Measuring points arrangement in dense phase of the riser

1) Axial position; 2) Dimensionless height

采用中国科学院过程工程研究PV-6D型光纤测量仪测量局部固含率和颗粒速度，采用容积法测量系统颗粒循环强度。

实验中测得局部上行固含率与局部下行固含率在各条件下数值总是相近，笔者按相同处理。通过标定，仪器输出的电压信号U(V)和局部时均固含率εs,r之间的关系式为εs,r=0.031U2+0.0029U。由εs,r按面积加权平均计算得到截面平均固含率εs,m，由εs,m按体积加权平均计算得到浓相区整体平均固含率εs,am。

采用鄂承林等[16]提出的算法分别计算局部上行颗粒速度Vp,r,u、下行颗粒速度Vp,r,d与局部时均颗粒速度Vp,r；由Vp,r按面积加权平均计算得到截面平均颗粒速度Vp,m，由Vp,m按体积加权平均计算得到浓相区整体平均颗粒速度Vp,am。各颗粒速度单位均为m/s。

按Gs=ρp·εs·Vp分别计算得到局部上行颗粒质量流率、下行颗粒质量流率与局部颗粒质量净流率，再按局部下行颗粒质量流率/(局部上行颗粒质量流率+局部下行颗粒质量流率)计算得到局部颗粒返混比Wp,r。

2 结果与讨论

2.1 变径组合提升管浓相区固含率的分布

图2、图3分别给出了变径组合提升管浓相区固含率分布及与前人研究结果的对比。由图2可见，变径组合提升管浓相区局部时均固含率εs,r的径向分布与以往研究结果类似，即随着r/R增加，εs,r增大；但在Gs/(ρg·Ug)相近的情况下，εs,r较HDCFB的大、较CTFB的小。截面平均固含率εs,m沿轴向整体呈上部小、下部大的分布趋势，在Gs/(ρg·Ug)<27时，εs,m最大值出现在提升管h为0.95～1.45 m之间，同一高度处的εs,m随着Gs/(ρg·Ug)增加而增加；而当Gs/(ρg·Ug)≥27时，εs,m最大值均出现在h=0.95 m处，同一高度处的εs,m随着Gs/(ρg·Ug)增加而基本不再变化。在h/H和Gs/(ρg·Ug)均相近的情况下，提升管εs,m沿轴向的分布与HDCFB的相似，在h/H≤0.40时，其数值小于HDCFB和CTFB的，在h/H>0.40时，其数值大于HDCFB、小于CTFB的，分布的均匀程度亦介于HDCFB和CTFB之间。

由图3(a)可知，在Gs/(ρg·Ug)<27时，变径组合提升管浓相区整体平均固含率εs,am随着Gs/(ρg·Ug)的增加而增加；当Gs/(ρg·Ug)≥27时，εs,am达0.18左右而不再随Gs/(ρg·Ug)变化。而图3(b)显示，提升管内单位压降(可依ΔP=εs·ρp·g·Δh换算出提升管内固含率)随Gs/(ρg·Ug)增加先增加，当Gs/(ρg·Ug)≥40后基本不再变化。笔者认为，Gs/(ρg·Ug)≥40后实现了由传统循环流化床(CFB)向高密度循环流化床(HDCFB)操作状态的转变。基于此现象，本变径组合提升管在Gs/(ρg·Ug)≥27后亦进入了高密度操作状态。

2.2 变径组合提升管浓相区颗粒速度的分布

图4为变径组合提升管浓相区局部颗粒速度的分布。由图4可知，变径组合提升管在整个截面上均存在上行与下行颗粒，局部上行、下行与时均颗粒速度(Vp,r,u,Vp,r,d,Vp,r)整体上均呈临近中心区域高、临近边壁区域低的分布趋势，Vp,r,u在数值上大于Vp,r,d，因此Vp,r均向上。在h/H与Gs/(ρg·Ug)均相近的情况下，Vp,r数值上与CTFB的相近，但小于HDCFB的；沿整个径向的均匀程度低于CTFB的、高于HDCFB的。

图2 变径组合提升管浓相区时均固含率(εs,r) 径向分布和截面平均固含率(εs,m)轴向分布及其随Gs/(ρg·Ug)的变化Fig.2 The εs,r radial distribution and εs,m axial distribution and εs,m vs Gs/(ρg·Ug ) in dense phase of adjustable combined riser (a) εs,r radial distribution; (b) Comparison of εs,r distribution with that of HDCFB and CTFB[10];(c) εs,m vs Gs/(ρg·Ug); (d) Comparison of εs,m distribution with that of HDCFB and CTFBGs/(ρg·Ug): (1) 28.65; (2) 47.95; (3) 41.67; (4) 20.83; (5) 41.67; (6) 62.50; (7) 125.00

图3 提升管浓相区整体平均固含率(εs,am)和提升管单位压降(P/h)随固/气比(Gs/(ρg·Ug))的变化Fig.3 Overall average solids holdup(εs,am) and riser unit pressure drop(ΔP/Δh) vs Gs/(ρg·Ug) of dense phase in riser(a) εs,am vs Gs/(ρg·Ug); (b) (ΔP/Δh) vs Gs/(ρg·Ug) in references[2,17]

图5给出了变径组合提升管浓相区整体平均颗粒速度Vp,am随Gs/(ρg·Ug)的变化及其与HDCFB[2]、CTFB[8]的对比。Vp,am是在不同操作条件下对截面平均颗粒速度Vp,m沿提升管轴向进行加权平均得到的。由图5可知，变径组合提升管浓相区Vp,am随Gs/(ρg·Ug)的变化趋势与HDCFB相似，随着Gs/(ρg·Ug)的增加，整体上均呈“Ⅰ降低-Ⅱ增加-Ⅲ降低”的趋势，在“Ⅰ降低-Ⅱ增加”阶段转变点所对应的Gs/(ρg·Ug)相近，但在“Ⅲ降低”阶段转变点所对应的Gs/(ρg·Ug)不同；HDCFB在Gs/(ρg·Ug)=40左右进入高密度操作状态(见图3)，采用变径组合提升管，高密度操作域下限将提前至Gs/(ρg·Ug)=27.00左右。与CTFB的Gs/(ρg·Ug)交叉的区域[8](Gs/(ρg·Ug)为20.00～50.00)相比，浓相区Vp,am均表现出随Gs/(ρg·Ug)增加而降低，而CTFB在Gs/(ρg·Ug)进一步增加的过程中，浓相区Vp,am呈先增加然后再趋于近似不变的趋势，因此，从CTFB流型角度看，Gs/(ρg·Ug)在20.00～50.00范围可能是CTFB流型与其它高密度操作流型的转变区域。

图4 变径组合提升管浓相区局部颗粒速度(Vp,r)的径向分布Fig.4 The Vp,r radial distribution in dense phase of adjustable combined riser(a) Vp,r,u Vp,r,d and Vp,r distributions; (b) Comparison of Vp,r distribution to that of HDCFB and CTFBAdjustable combined riser: h/H=0.50； Gs/(ρg·Ug)=47.95HDCFB: h=0.42； Gs/(ρg·Ug)=41.67CTFB: h/H=0.42； Gs/(ρg·Ug)=41.67

图5 变径组合提升管浓相区整体平均颗粒速度Vp,am随Gs/(ρg·Ug)变化及其与HDCFB、CTFB的对比Fig.5 Vp,am vs Gs/(ρg·Ug) of dense phase in adjustable combined riser compared to HDCFB and CTFB(a) Compared to HDCFB; (b) Compared to CTFB

综合前文及图5可知，当Gs/(ρg·Ug)在27.00～47.95之间时，采用变径组合提升管构型，在浓相区整体实现了高密度操作，但其一方面具备与HDCFB流型相似的特征，另一方面又具备与CTFB流型相似的特征，故与常规等径提升管的HDCFB相比，采用变径组合提升管可以构建一个独立的流动区域，通过调节该区域操作固/气比，气-固流型可从低密度循环流态化操作过渡到高密度循环流态化操作，且2种操作状态对应的固/气比转变点提前。

2.3 变径组合提升管浓相区颗粒的返混

图6为浓相区局部颗粒返混比(Wp,r)与颗粒质量净流率(Gs,r)的径向分布。由图6(a)可见，变径组合提升管浓相区各局部位置均存在上行与下行颗粒，下行颗粒的Wp,r随着r/R增加而增大，但各局部位置Wp,r均小于0.50。由此表明，各局部位置的Gs,r均向上。由图6(b)可见，Gs,r整体上呈中心区大、边壁区小的趋势，在r/R<0.9的区域，与CTFB的相近，在r/R≥0.9的区域，小于CTFB的；而HDCFB的Gs,r随着r/R增加先增加再降低，最大值出现在r/R=0.6附近，在r/R<0.9的区域，Gs,r较变径组合提升管的高，在r/R≥0.9的边壁区域，HDCFB的Gs,r与变径组合提升管的Gs,r相近。

图6 浓相区局部颗粒返混比(Wp,r)与颗粒质量净流率(Gs,r)的径向分布Fig.6 Radial distributions of local particle back-mixing ratio (Wp,r) and net solids mass flux (Gs,r) in dense phase(a) Wp,r; (b) Gs,rAdjustable combined riser: h/H=0.50; Gs/(ρg·Ug)=47.95HDCFB: h/=0.42; Gs/(ρg·Ug)=41.67CTFB: h/H=0.42; Gs/(ρg·Ug)=125

2.4 底部进料区与上部变径段对高密度操作下提升管浓相区流动特性的影响

图7为变径组合提升管浓相区截面平均颗粒速度Vp,m与截面平均固含率εs,m沿轴向的分布。由图7可见，高密度操作下，在h为0.65～1.45 m之间，除去h=0.95 m之外，即图中Ⅰ区，Vp,m和εs,m沿轴向的变化均较小，这与CTFB[8-10]的轴向分布趋势相似。而在浓相区中部h=0.95 m处，即图中Ⅱ区，分别出现Vp,m降低和εs,m增加的现象，而CTFB[8-10]的轴向参数分布在提升管中部也有增加的趋势，但其增加幅度较小。这种特征与变径组合提升管构型和操作有关，首先在浓相区出口的变径段内补气，会对下部气-固流动形成一定的约束作用；同时，浓相区下部气体对颗粒初始流动存在一定的加速作用，两种作用的叠加致使提升管中部出现此类现象，而本变径组合提升管的浓相区高度相对较低，使这种现象较为明显。在浓相区上部的h=1.70 m处，即图中Ⅲ区，分别出现Vp,m增高和εs,m降低的现象，这与以往流化床中分布规律相似，主要是靠近床层上部压力较低，气体膨胀程度更大所致；同时，该区域Vp,m随Gs/(ρg·Ug)增加而降低的趋势较为明显，这也是造成浓相区Vp,am随Gs/(ρg·Ug)增加而降低的主要原因。在浓相区下部h=0.40 m处，即图中Ⅳ区，Vp,m较上部h=0.65 m的Vp,m低，而εs,m与上部的εs,m相比变化不大，这主要与气体对进料颗粒的加速作用有关。

图7 变径组合提升管浓相区截面平均颗粒速度Vp,m与截面平均固含率εs,m沿轴向的分布Fig.7 Axial distributions of cross-sectional averaged particle velocity Vp,m and cross-sectional averaged solids holdup εs,m of dense phase in adjustable combined rise(a) Vp,m; (b) εs,mⅠⅡ: Fully developed region; Ⅲ: Outlet of dense phase; Ⅳ: Feed port at the bottom

3 结 论

(1)在固/气比(Gs/(ρg·Ug))在9.22～47.95范围，变径组合提升管浓相区各局部位置均存在上行与下行颗粒，局部时均固含率和颗粒返混比随着无因次半径增加而增加，局部颗粒速度及颗粒质量净流率随着无因次半径增加而降低。

(2)在颗粒循环强度Gs<200 kg/(m2·s)的情况下，当Gs/(ρg·Ug)≥27时，变径组合提升管浓相区进入高密度操作状态，对应局部时均颗粒速度和颗粒质量净流率均向上。

(3)高密度操作下，当Gs/(ρg·Ug)在27.00～47.95范围内，变径组合提升管在局部流动特性上与循环湍动流化床相近，在截面平均及浓相区整体流动特性上与高密度循环流化床相近。

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The Flow Characteristics of Dense Phase in Adjustable Combined Riser

WEI Chenguang, WANG Dewu, WU Guangheng, DING Chunli, XIE Jinpeng, ZHANG Shaofeng

(SchoolofChemicalEngineering,HeibeiUniversityofTechnology,Tianjin300130,China)

The flow characteristics of dense phase in adjustable combined riser with the solids flux (Gs) ranging between 32.65 and 84.59 kg/(m2·s) and solid-gas ratio (Gs/(ρg·Ug)) ranging between 9.22 and 47.95 were investigated and compared with that in high density circulating fluidized bed and circulating turbulent fluidized bed in previous studies. The results showed that there all existed upward and downward particles at local position in dense phase. The local time-mean solids holdup and the particle back-mixing ratio increased, while the local particle velocity and the net solids mass flux decreased with the increase ofr/R. The cross-sectional averaged solids holdup remained the same whenGs/(ρg·Ug) varied from 27 to 47.95, and the corresponding local time-mean particle velocity and the net particle solids mass flux were upward. Meanwhile, the dense phase became into a high-density status, at which the local flow characteristics of dense phase were similar to that in circulating turbulent fluidized bed and the cross-sectional average flow characteristics as well as the overall flow characteristics were similar to that in high-density circulating fluidized bed.

high-density circulating fluidized bed; circulating turbulent fluidized bed; adjustable riser; flow characteristics; solid-gas ratio

2016-04-14

国家自然科学基金项目(21106028)、河北省自然科学基金项目(B2013202125)资助

魏晨光，女，硕士研究生，从事流态化技术与多相流反应工程研究；E-mail：18222172319@163.com

王德武，男，副教授，博士，从事流态化技术与多相流反应工程研究；Tel：022-60204482；E-mail：wangdewu211@163.com

1001-8719(2017)02-0303-07

TQ051.1； TQ052

A

10.3969/j.issn.1001-8719.2017.02.015