气固两相流中颗粒时均速度的测量新方法

根据互相关测速技术提出了一种测量颗粒时均速度的新方法,与Aguillon和Nieuwland提出的方法相比,本方法不仅考虑了采样时间内向上及向下运动颗粒微元体的速度和数量变化,而且还考虑了所测颗粒微元体的浓度变化. 为了比较几种测量方法间的差别,采用PV4A型光纤测量仪,在循环流化床冷态实验装置上测量了不同操作条件下的颗粒速度,并对3种方法的计算结果进行了对比. 结果表明,在高气速、低颗粒浓度条件下,3种方法计算的颗粒时均速度相差较小,而在低气速、高颗粒浓度条件下,3种方法计算的颗粒时均速度相差较大,并且本文方法所计算的颗粒质量流率与实际测量值最接近.

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=2.25~4.30m·s-1,Uj=41.7~62.5m·s-1,Mj/Mr=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≥0.675m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Uj及Mj/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Mj/Mr<2.15时,油剂在H=0.675m截面的接触状况最差;在Mj/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...

喷嘴油气在提升管进料段的浓度径向分布及混合行为

在Ф200mm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、1.375m)及不同操作参数(Ur=2.25～4.30m.s-1,Uj=41.7～62.5m.s-1,Mj/Mr=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Uj的增加或Ur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Mj/Mr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Mj/Mr≤0.29时分别为:0～0.375m、0.375～0.525m、0.525～0.675m;在动量比Mj/Mr=0.29～0.54时分别为:0～0.375m、0.375～0.875m、0.875～1.075m;在动量比Mj/Mr=0.54～4.21时分别为:0～0.525m、0.525～1.225m、1.225～1.375m。

喷嘴进料对提升管进料段内颗粒浓度径向分布的影响

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=0.675～1.075m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=0.375～0.675m间的轴向位置便已基本结束.

重质油梯级分离新工艺的工程基础研究

利用自行开发的重质油超临界精密分离新方法对国内外多种重质油进行分析,结果表明重质油超临界精细分离窄馏分的重要物理和化学性质随溶解度(分离收率)的增加而变化,通过萃取可以使重质油中的重金属、沥青质等浓缩在萃取残渣中,而萃取馏分性质得到明显改善,据此提出了'重质油梯级分离'新工艺。为此在1kg.h-1及10kg.h-1连续式溶剂梯级分离实验装置上,以戊烷C5为溶剂,进行了大港减渣及辽河减渣的深度梯级分离脱除残渣的实验室研究和中试研究,考察了溶剂比、温度、压力等因素对脱残渣油收率和性质的影响规律。得到了超临界萃取的优化工艺参数:萃取温度160～170℃,一、二段温差5～15℃;萃取压力4.0～5.0MPa;溶剂比4.0～4.5(质量比)。确定了合适的超临界回收条件:温度200～220℃,压力4.0～4.5MPa,可使溶剂和油得到有效的分离。根据萃取塔底所处的温度、压力条件及物料组成,创造性地提出了利用超临界条件下喷雾造粒技术,实现了硬沥青喷雾造粒并与萃取过程的耦合,并对硬沥青颗粒流化与输送性能进行了研究。研究结果为'重质油梯级分离'新工艺的工业放大奠定了工程基础。

纤维液膜萃取分离器的流动、传质规律研究

在一直径为70mm，高为2630mm的有机玻璃纤维液膜萃取分离器冷态实验装置上考察了操作参数及结构参数对其传质性能和流动特征的影响。通过考察体积传质系数，确定了纤维液膜萃取分离器的最佳填充密度和最佳流量比。建立了流动模型，提出了以无量纲准则数雷诺数为设计纤维液膜萃取分离器的准则。实验结果表明，其最佳填充密度为2．8％～3％，最佳操作流量比为5。

矢量优化技术在FCC进料喷嘴开发中的应用(Ⅰ)——“外部矢量”的优化

采用大型冷模实验，结合多种现代多相流测试技术，考察了FCC提升管内催化剂和原料油的流动、混合状况。通过引入4个新参数：射流相无量纲特征浓度（反映射流的扩散速度）、颗粒密度分布均匀性指标（反映催化剂颗粒分布的均匀程度）、颗粒相返混比（反映催化剂颗粒的返混）和特征浓度剂油比（反映剂油的浓度“匹配”），定量比较了不同喷嘴出口射流速度对提升管内多相流场的影响。从优化提升管内油．剂流动、混合效果的角度出发，对进料雾化喷嘴的两个“外部矢量”进行了优化：一是喷嘴出口射流速度应控制在65～70m／s，二是采用“气体内构件”来调控提升管内流场。工业应用的效果表明，进料雾化喷嘴“外部矢量”的优化切实有效。

矢量优化技术在FCC进料雾化喷嘴开发中的应用(Ⅱ)——喷嘴“内部矢量”的优化

分析了液体雾化的微观和宏观过程,为了使FCC进料喷嘴取得较好的雾化效果,在喷嘴内部流道中,可采用多级雾化技术,对各级雾化蒸汽进行"矢量优化",确定各级雾化蒸汽的速度和喷出角度,并结合计算机数值模拟以及冷模实验,提高油、汽两相速度的矢量差,以获得较大雷诺数和韦伯数。CS型进料雾化喷嘴在实际应用中取得了很好的效果。液体收率明显增加,提升管内焦炭、干气等不良副产物的产率得到了有效地抑制,证明了喷嘴内部"矢量优化"的设计方法行之有效。

环流预汽提组合旋流快分系统粒级效率的三区计算模型

在大型提升管冷模实验装置上,系统地考查了带有环流预汽提的旋流快分（CVQS）系统的气相流场和粒级效率。结果表明,随着旋流快分系统喷出口气速的增加,粒径小于7μm颗粒的粒级效率的变化较小,7-20μm颗粒的粒级效率逐渐变小,而超过20μm颗粒的粒级效率则逐渐增大。根据CVQS快分系统的气固分离原理和结构特点,建立了计算CVQS系统粒级效率的三区模型。计算结果表明,在颗粒粒径大于20μm时,模型预测的粒级效率与实验值吻合较好,其最大相对偏差不超过6.1%;在颗粒粒径小于20μm时,模型计算的粒级效率与实验值相差较大,其相对偏差在45.7%-80.3%之间变化,并且随着颗粒粒径的减小,其相对偏差逐渐增加。模型对于主要用于分离20μm以上颗粒的CVQS系统的工程设计,具有重要参考价值。

气/液-固两相流中的粒子速度

通过实验研究和理论分析,考察了提升管中颗粒相的质量守恒;发现在传统的两相流研究中,对颗粒速度的时间平均和算术平均存在着误用。在传统理论中,由于引入了颗粒相的体积分率项,实际上是对离散的颗粒进行了连续化的假设。由此不可避免地造成颗粒速度时间平均和算术平均的混淆。在微观尺度上对气/液-固两相流中颗粒速度时间平均的物理意义进行了分析,给出了计算非连续流场中颗粒时均速度的表达式,并提出了分析颗粒相质量守恒的方法。

新型环流预汽提组合旋流快分系统气相流动的试验研究

提出了一种新型的环流预汽提组合旋流快分系统(CSVQS),采用五孔球探针对CSVQS内的气相流场进行测定,并利用Fxc-Ⅱ/32型多点压力巡检仪测定压降。测试结果表明,CSVQS封闭罩内的流场为轴对称三维流场。与原来的超短快分系统(SVQS)相比,CSVQS更有利于气体与颗粒的分离,有效避免了颗粒的再夹带。CSVQS封闭罩内的静压分布均匀,变化平稳。基于试验结果,建立了CSVQS封闭罩内的气流速度分布的回归公式,可供CSVQS结构优化和工程设计参考,以期为工业应用奠定理论基础。

提升管CSVQS环流预汽提器的CFD优化

针对原结构尺寸的环流预汽提器实现中心气升式环流时颗粒分布不均匀,环流效果较差,基于欧拉-欧拉双流体模型,应用CFD软件,对提升管CSVQS的环流预汽提器的结构进行了优化。结果表明,随着径高比D/H的增加,导流筒区与环隙区的固含率呈增加趋势;但若D/H过大,却不利于环流,取D/H=0.65~0.69。与原结构相比,当环隙区面积与导流筒区面积比S1/S2=0.97时,颗粒分布明显均匀,环流效果较好,有利于环流床内的气固充分混合接触,取S1/S2=0.95~0.99。与导流筒径高比和环隙区面积与导流筒区面积比相比,导流筒下端距莲蓬式气体分布器的距离H1对颗粒分布的影响较小,但当H1=120mm时,导流筒区和环隙区的颗粒分布更接近静床层时的颗粒分布,取H1=115~125mm。

水力旋流器的底流口直径对其分离性能的影响

底流口直径对旋流器的性能有着非常显著的影响。本研究采用体积法测量并计算了颗粒浓度和分离效率,在流化催化裂化(FCC)催化剂-水液固体系内考察了底流口直径对水力旋流器分离性能的影响。发现在入口浓度不同时,底流口直径对旋流器性能的影响规律不同。在低浓度体系(C入≤10%)内,随着底流口直径的增加底流液浓度急剧减小,但溢流液浓度基本不变。在高浓度体系(C入≥15%)内,随底流口直径的增加底流液浓度变化不大,但溢流液浓度显著降低。在本实验范围内,随着底流口直径的增加,分流比显著增加,分离效率明显增加,压降略有降低。

提升管中颗粒局部流率和速度的改进的光纤测量方法

在一套高约18 m、内径?100 mm的提升管冷态实验装置上,根据PV-6D光纤探头的测量结果,提出了一种基于整个采样时间计算提升管颗粒局部流率和速度的改进方法,并与文献方法进行了对比。结果表明,两种方法计算的颗粒局部流率和速度相差较大,本文和文献两种方法计算的截面平均颗粒流率与实测值间的最大、最小和平均相对偏差分别为606.9%、241.3%,221.4%、89.5%和388.9%、145.6%,本文方法测量的颗粒流率偏差相对较小。文献方法计算的截面平均颗粒速度均大于操作气速,其气固间滑落速度和滑落系数分别在-1.6^-4.7 m·s-1及0.56~0.90间变化,与提升管内的气固实际流动存在很大差别;本方法计算的截面平均颗粒速度均小于操作气速,其气固间滑落速度和滑落系数分别在0.6~9.6 m·s-1及1.11~2.14间变化。反射型光纤探头在测量颗粒浓度时存在的一些问题是导致本文方法测量的颗粒流率、滑落速度和滑落系数偏大的主要原因。此外,根据光纤测量结果,提出了两个计算提升管颗粒循环强度的关系式,可以替代现有的容积法测量。

多旋臂气液旋流分离器压降特性试验

为强化气液离心分离过程,实现在大直径分离器内的气液旋流高效分离,设计构思了一套多旋臂气液旋流分离设备,为气液分离大型化设计提供了一种新思路。在纯气流条件及不同的旋流臂喷出气速下对该分离设备进出口静压差进行了测量,实验结果表明,旋流分离设备静压差在整个运行过程中较为稳定,有较强的可预测性,无量纲标准偏差维持在2%以内,总压降与旋流臂出口气速呈现出良好的平方关系。进一步将总压降分解为入口及旋臂摩擦损失、分离器空间内摩擦损失和出口管路摩擦损失三个部分进行详细测量,获得了各部分压降与旋流臂出口速度头的定量关联模型,发现分离器空间内摩擦阻力损失在总压降中占比最大。GLVS总压降主要受旋流臂出口气速影响,加入液相后对压降影响很小。该旋流分离设备的阻力系数与普通旋风分离器相当,根据四组不同结构尺寸的旋流头得到了阻力系数与旋流头关键设计参数的关联式,为进一步结构优化提供了参考。

提升管出口SVQS自然旋风长度的数值模拟

采用RNG k-ε湍流模型对一套?600 mm×4150 mm的SVQS旋流快分装置的气相流场及自然旋风长度进行了模拟研究。结果表明,SVQS旋风尾涡的截面位置与隔流筒下端面最大切向速度衰减达88%时的截面位置相吻合,并据此定义了SVQS的自然旋风长度。基于SVQS旋流快分切向速度的分布规律发现,SVQS的自然旋风长度随喷口气速的增加和汽提气速的减小而逐渐增大。参照旋风分离器自然旋风长度的计算方法,基于SVQS旋流快分的结构特点及模拟计算结果,提出了提升管出口SVQS旋流快分自然旋风长度的计算关系式。

新型MTO反应器环隙下料管内的压力特性

在高约12.7m的新型MTO耦合反应器冷态实验装置上,在不同操作气速下,研究了上部环隙下料管4个截面位置及出料口下1个截面位置上的压力特性和平均固含率。通过对上述5个截面上压力脉动曲线及其标准偏差分析,发现截面1处压力脉动在低气速条件下较平稳,在高气速条件下较强烈,截面2和截面3处压力脉动最平稳,而截面4和截面5处压力脉动最剧烈;当下部环流反应器环隙区操作气速(Uga)一定时,随着导流筒区操作气速(Ugd)的增大,各截面平均压力值均不断增加,由截面3至截面1,颗粒呈现顺重力场负压差流动;当环隙区操作气速Uga=0.3m/s时,随着导流筒区操作气速(Ugd)的增大,各截面平均固含率均不断增大,在相同操作条件下,各截面上平均固含率差别较小,颗粒流动较平稳。

一种封闭罩内顺流多旋臂气液分离器的分离特性研究

为了解决多旋臂气液旋流分离器(GLVS)中旋臂上方存在的小液滴夹带逃逸现象,设计了一种封闭罩内顺流多旋臂气液分离器(D-GLVS)。通过大型冷模实验,从压降和分离效率角度考察了其分离性能,实验结果表明,D-GLVS通过增加封闭罩,分隔了分离空间和排气空间,使排气压降占比较大,约为总压降的60%,但其阻力系数仍在常规旋风分离器的范围内;且其分离效率随气速增大,表现为先升高后降低的变化趋势,并在14.69 m/s附近达到最大值,同时发现偶数个喷嘴数对应进液质量的分离效率明显比奇数个喷嘴更高,这一结果在逆流式多旋臂气液分离器(B-GLVS)中同样得以证实。进一步对比了D-GLVS和B-GLVS间分离性能差异,结果表明封闭罩的引入可以极大地改善B-GLVS中小液滴被气流夹带逃逸的现象,使气液分离效率有明显提升,同时使D-GLVS分离效率随气速的变化规律与常规旋风分离器更为相似。在低气速下,二者的总压降几乎相同,当旋臂喷出口气速较大时,D-GLVS的总压降略大于B-GLVS,增幅均值约为5.04%。

双组分大差异颗粒在气固流化床内混合/分离特性

实验考察了FCC催化剂(d_(p)=90μm)和分子筛(d_(p)=1875μm)构成的双组分大差异颗粒体系在流化床内的混合/分离特性。结果表明,在密相床层,随着大颗粒初始比例X_(0)逐渐增加,床层稀密相界面处的单位高度压降逐渐上升。双组分混合颗粒完全流化时密相床层内大颗粒质量分数在径向上总体分布均匀,但随着表观气速的增加大颗粒在径向上呈现出边壁高中心低的“U”形分布。全床混合均匀性在X_(0)<20.0%时较佳,且均匀性会随着表观气速u_(g)增加和X_(0)的增加而逐渐减小。在稀相空间,被夹带到稀相空间的大颗粒随着表观气速u_(g)增加逐渐增大,随着X_(0)的增大先增大后减小,当X_(0)=68.5%时夹带量最大。稀相空间内大颗粒质量分数在径向上呈“M”形分布,并且随着轴向高度的增加逐渐由“M”形分布转变为倒“U”形分布。基于实验结果,给出了计算完全混合高度和分级效率的经验关联式。

催化裂化提升管末端旋流快分系统消涡板结构的数值模拟

在大型冷模实验基础上,采用RNG k-ε湍流模型对一套?572 mm×3000 mm的旋流快分系统(SVQS)装置上部气体引出空间加设消涡板前后的气相流场进行了模拟研究。结果表明:在旋流快分上部空间加设两种不同结构消涡板都可以有效缓解边壁处的高速旋涡区。通过对比发现:在沉降器内壁面加装消涡板可以有效降低压降,降低消涡板上方气流即螺旋程度。直型消涡板压降较小,优于加装弯型消涡板。