提升管CSVQS系統預汽提段顆粒速度和停留時間分布

趙愛紅，鄂承林，王芬芬，盧春喜

（中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102249）

提升管CSVQS系統預汽提段顆粒速度和停留時間分布

趙愛紅，鄂承林，王芬芬，盧春喜

（中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102249）

在一套φ600 mm CSVQS的環流預汽提段冷態實驗床裝置上，在導流筒區氣速為0.2 m·s-1和0.3 m·s-1，環隙區氣速為0.03 m·s-1和0.07 m·s-1，汽提段氣速為0和0.13 m·s-1時，考察了預汽提導流筒區和環隙區的顆粒速度分布，同時在上述條件下，根據提出的計算方法，考察了由提升管引入環流預汽提段顆粒的平均停留時間分布。結果表明，在上述幾種操作條件下，預汽提段均為中心氣升式環流，汽提段氣體大部分進入導流筒區。在導流筒區氣速相同時，在無汽提風時，導流筒區顆粒速度隨環隙區氣速的增加沿徑向由陡峭分布轉變為平緩分布；在有汽提風時，導流筒區顆粒速度徑向分布隨環隙區氣速的變化很小。在環隙區氣速相同時，在有汽提風時，導流筒區顆粒速度隨其氣速的增加由平緩分布轉變為陡峭分布；在無汽提風時，兩種導流筒區氣速下的顆粒速度徑向分布均比較陡峭。與導流筒區相比，環隙區顆粒速度徑向分布幾乎不隨操作條件的不同而變化。隨著導流筒氣速的增加或環隙氣速的降低，顆粒平均停留時間分布變窄，質量分數降低；隨著顆粒循環強度的增加，顆粒平均停留時間分布變窄；質量分數變化不一。

提升管；環流預汽提器；顆粒速度；停留時間分布；光纖探頭；顆粒

引　言

提升管出口旋流快分系統是實現油劑高效分離、油氣快速引出以及催化劑快速預汽提的重要設備［1］。針對現有旋流快分頭噴口處因存在部分上行短路流而使分離效率降低的問題，盧春喜等［2］開發了一種旋流頭帶隔流筒和隔流蓋板的提升管出口旋流快分系統（SVQS）。SVQS系統主要由上端的旋流快分頭、下端的預汽提段及其外部的封閉罩等組成，下端的預汽提段用于汽提回收由提升管出口旋流快分分離的催化劑所夾帶的油氣。現有SVQS系統的錐形擋板預汽提技術的結構復雜，制造及檢修困難，并且存在部分流化死區，增加了可結焦的區域［3-4］。為此，中國石油大學（北京）最近提出了一種采用氣固密相環流預汽提代替錐形擋板預汽提的旋流快分系統（CSVQS）。

目前，對氣固密相環流［5］技術的研究有很多，許克家［6］對中心氣升式氣固環流反應器的底部結構進行了優選，研究發現，氣固環流的推動力與內、外環間的床層固含率差和床層高度呈正比。劉夢溪等［7-9］對單段高料位密相環流汽提器的顆粒流動性能進行了研究，獲得了內外環顆粒濃度和速度的分布規律。此外，在單段氣固環流的研究基礎上，劉夢溪等［10］又考察了兩段氣固環流反應器的顆粒流動性能，兩段環流反應器的流動與傳遞性能優于單段環流反應器。劉顯成等［11］對兩段氣固環流取熱器傳熱特性的研究表明，兩段環流取熱器的取熱效果明顯優于單段環流取熱器。張永民等［12-13］的研究表明，環流汽提技術具有更高的汽提效率，與空筒結構和錐形擋板結構汽提技術相比，最多可分別減少82%和48%的可汽提焦炭量。

在實際工業應用中，提升管出口CSVQS系統的下部，即環流預汽提段的下部設有一汽提段，用于對預汽提段未汽提出的油氣繼續進行汽提，為了防止沉降器內產生結焦，汽提段中的大部分汽提蒸汽及汽提油氣需由環流預汽提段通過，掌握這部分氣體對環流預汽提段顆粒流動性能的影響規律及CSVQS系統的工業應用具有重要意義。然而目前雖然對氣固密相環流技術的研究有很多，但對汽提段氣體對環流預汽提段影響規律的研究未見報道，為此本文在一套冷模實驗裝置上，考察了汽提段氣體對環流預汽提段顆粒速度分布的影響規律。

1　實驗裝置和測量方法

1.1實驗裝置

研究中采用的實驗裝置及環流預汽提段與汽提段的結構如圖1和圖2所示。環流預汽提段主要由錐形下料孔板、封閉罩、導流筒和中心下料管等組成。環流預汽提段的封閉罩直徑為φ600 mm，封閉罩內的導流筒直徑為φ436 mm、高500 mm，中心下料管直徑為φ160 mm。在導流筒區底部設有一錐形氣體分布板，在封閉罩與導流筒間的環隙區底部設有一個環形氣體分布管。環流預汽提段的下部為汽提段，汽提段的直徑為φ600 mm、高度約為1000 mm。在汽提段底部也設有一環形氣體分布管。為了便于觀察，環流預汽提段及汽提段部分均采用有機玻璃制造。

圖1　實驗裝置Fig.1　Schematic diagram of experimental apparatus

圖2　預汽提段與汽提段結構Fig.2　Structure diagram of pre-stripper and stripper

實驗裝置模擬了典型的工業裝置中的提升管-沉降器-再生器系統。羅茨鼓風機提供的壓縮空氣經過緩沖罐分配為5路后，經轉子流量計進入實驗裝置。第1路作為提升管的提升風進入提升管底部，第2路為汽提段的汽提氣體，FCC顆粒在此經過汽提后進入再生器；第3路作為導流筒區的流化風經錐形氣體分布板進入導流筒區底部，第4路作為環隙區的流化風經環形氣體分布管進入環隙區底部；第5路作為再生器的流化風進入再生器底部。

實驗中，在再生器中加入一定量的催化劑顆粒，在流化風的作用下流化，開啟預提升段中的提升風和流化風并打開蝶閥，再生器中的催化劑顆粒經再生斜管進入預提升段，在提升風的作用下，催化劑顆粒被提升至提升管末端，經快分頭進行氣固分離，分離下來的催化劑顆粒由沉降段經錐形下料板后進入環流預汽提段的導流筒內進行環流預汽提，環流預汽提后的催化劑顆粒再進入汽提段進行汽提，汽提后的催化劑顆粒經待生斜管返回再生器。未分離下來的少量催化劑顆粒和輸送氣體由沉降段上部進入沉降器頂旋再次進行氣固分離，分離下來的催化劑顆粒經料腿進入汽提段，由此實現催化劑顆粒在整個系統中的循環流動。

本實驗采用的流化介質為常溫壓縮空氣，固體介質為FCC催化劑顆粒，氣體流量采用轉子流量計測量。表1為實驗采用的FCC顆粒的物性參數及平均粒徑。

實驗中，環隙區的表觀氣速（以環隙區橫截面積為基準）取 0～0.07 m·s-1，導流筒區的表觀氣速（以導流筒區橫截面積為基準）取0.2～0.3 m·s-1，汽提段的汽提氣速（以汽提段筒體橫截面為基準）取 0～0.13 m·s-1。在導流筒區和環隙區沿軸向各布置一個測量截面，其距導流筒下端的軸向高度均為250 mm，在每個軸向測量截面各布置5個徑向測點，導流筒區和環隙區徑向測點的 r/R分別為0.29、0.39、0.51、0.62、0.72和0.77、0.82、0.88、0.93、0.99，開孔位置如圖2所示。

表1　FCC顆粒的物性參數及平均粒徑Table 1　Physical properties and particle size of FCC

1.2測量方法

實驗采用中國科學院過程工程研究所研制的PV-6D型光纖測量儀測量環流預汽提段不同區域和不同位置的顆粒速度［14］。PV-6D光纖測量系統主要由光纖探頭、光源、光電檢測器、A/D轉換卡、計算機及數據處理軟件等組成。其中光纖探頭由直徑約為1 mm，間距約為2.07 mm的兩束光纖組成，每束光纖均由一些直徑為20 μm的光導纖維組成，其中一半為發射光光纖，另一半為接收光光纖，測量原理如圖3所示。

圖3　PV-6D光纖測量顆粒原理Fig.3　Principle of measuring particle w ith PV-6D optical fiber

PV-6D光纖測量儀對顆粒速度的測量是基于互相關原理而設計的［15］，當顆粒經過兩束排列方向與其運動方向相同的光纖探頭時，將產生形狀相似，而在時間上有一定延遲的兩路瞬時顆粒濃度電壓信號。這兩路顆粒濃度電壓信號具有互相關性，其相應的互相關函數如式（1）和式（2）所示。

對兩路顆粒濃度信號進行互相關運算，可得到互相關函數達到最大值時的時間τ0，τ0即為兩路信號間的延遲時間，也就是顆粒在兩束光纖間的渡越時間，由兩束光纖間的距離L除以延遲時間τ0便可得到顆粒瞬時運動速度，同時，也可由兩路顆粒濃度信號的電壓值得到顆粒的瞬時濃度。

為確保測量結果的準確性，在根據上述運算結果計算顆粒局部時均速度前，需要對光纖系統測量的顆粒濃度電壓值進行校正，即根據一定的函數關系將光纖輸出的顆粒濃度電壓值轉變為顆粒濃度。在顆粒濃度校正中，本文采用目前普遍使用的根據光纖在床內不同徑向位置處測定的局部顆粒濃度電壓值計算截面平均電壓值，再根據壓降法在相同軸向位置處測量的截面平均顆粒濃度來確定光纖輸出顆粒濃度電壓值與顆粒濃度間的校正關系式［9，16］。

校正時，選擇床層較穩定的一個截面，該截面的平均固含率ε由上下等距離兩個測壓點的壓差值計算得到。沿截面徑向取10個測量點，每個點采樣5次求其平均值。假設床內固含率與探頭輸出電壓信號間的非線性關系可用式（3）表示

則截面平均固含率為

通過改變內外環表觀氣速的方法來改變床層截面平均固含率及局部固含率，進而改變各測點的測量值，并進行回歸得到固含率ε與光纖輸出的電壓信號值V之間的關系為

顆粒濃度的標定曲線如圖4所示，由圖可知，顆粒濃度測量值與標定值間的最大相對誤差不超過1.7%，說明所測的顆粒濃度數據準確、可靠。

圖4　床層固含率標定曲線Fig.4　Solid holdup calibration curve

根據以上測量結果，采用式（6）計算采樣時間內床內顆粒的局部時均速度Um［17］。

2　實驗結果與分析

根據測量的環流預汽提段實驗數據，分析了汽提風速、環隙表觀氣速以及導流筒表觀氣速的改變對環流預汽提段內顆粒速度徑向分布的影響規律。為了便于將導流筒區及環隙區的顆粒速度繪制在同一坐標軸上并相互區別，用負值表示向下運動的顆粒速度，其值越小表示顆粒向下運動的速度越大。

2.1無汽提風時環流預汽提段的顆粒速度分布

圖5　無汽提風時不同環隙氣速下的顆粒速度分布Fig.5　Velocity distribution of different annular gas velocity w ithout stripper（ugs=0）

2.1.1環隙氣速的影響圖5為在汽提段氣速為0、導流筒區氣速分別為0.2 m·s-1和0.3 m·s-1時，環隙區氣速的變化對導流筒區和環隙區顆粒速度分布的影響。

由圖5可見，在0.2 m·s-1和0.3 m·s-1兩種導流筒區氣速時，導流筒區顆粒速度在兩種不同環隙氣速下沿徑向均呈中心下料管和導流筒邊壁附近較低、中心區較高的不均勻分布。并且隨著環隙區氣速的增加，導流筒區顆粒速度的徑向梯度明顯降低、分布更加平緩，同時在導流筒區氣速相同時，隨著環隙區氣速的增加，導流筒區的顆粒速度明顯減小，說明此時環隙氣速的增加反而對顆粒環流的阻礙作用增大。這主要是由于在環流預汽提段底部的氣體分布器區域存在導流筒區與環隙區之間的竄氣行為［18］。在一定的導流筒區氣速時，在環隙區氣速較小（0.03 m·s-1）時，環隙區的顆粒濃度較大、導流筒區的顆粒濃度較小，氣體流過環隙區的阻力相對較大、流過導流筒區的阻力相對較小，較大部分的環隙區氣體由導流筒區流過，隨著環隙區氣速的增加，環隙區的顆粒濃度逐漸降低，氣體流過環隙區的阻力也逐漸減小，大部分環隙區氣體將由環隙區流過，而由環隙區竄氣至導流筒區的氣體則明顯減少，從而導致導流筒區顆粒速度隨環隙區氣速的增加而明顯降低。此外，環隙區顆粒濃度的降低將使環隙區與導流筒區間的環流推動力降低，從而使環隙區與導流筒區間的顆粒環流速度也有所降低。在不同環隙區氣速時，環隙區顆粒速度沿徑向均近似呈直線分布，并且其隨環隙區氣速和導流筒區氣速的變化也很小，上述結果表明，在無汽提風存在的情況下，導流筒氣速一定時，隨著環隙氣速的增加，導流筒區顆粒速度降低，環隙區顆粒速度變化很小。此外，在上述幾種操作條件下，導流筒區徑向各點的顆粒速度均為正值，其速度在0～1.2 m·s-1間變化；環隙區大部分徑向位置的顆粒速度為負值，其速度在0～0.2 m·s-1間變化。說明在上述4種無汽提風的操作條件下，預汽提段的顆粒環流方式為：導流筒區顆粒向上、環隙區顆粒向下的中心氣升式環流。

2.1.2導流筒氣速的影響圖6為在汽提段氣速為0、環隙區氣速分別為0.03 m·s-1和0.07 m·s-1時，導流筒區氣速的變化對導流筒區和環隙區顆粒速度分布的影響。

由圖6可見，在環隙區氣速為0.07 m·s-1時，導流筒區徑向各點的向上運動顆粒速度和環隙區徑向各點的向下運動顆粒速度均隨導流筒區氣速的增加而增加，與導流筒區相比，環隙區顆粒速度的變化較小。在環隙區氣速為0.03 m·s-1時，環隙區顆粒速度幾乎不隨導流筒區氣速的不同而變化，環隙區顆粒基本以松動床的狀態向下移動。在導流筒區，除下料管邊壁附近徑向兩點的顆粒速度隨導流筒區氣速的增加而略有減小外，導流筒區其他徑向位置的顆粒速度均隨導流筒區氣速的增加而增加。所處下料管邊壁兩點，由于顆粒的摩擦及返混，測量相對誤差較大。

圖6　無汽提風時不同導流筒氣速下的顆粒速度分布Fig.6　Velocity distribution of different draft tube gas velocity w ithout stripper（ugs=0）

上述結果表明，在環隙區氣速為 0.03 m·s-1時，因環隙區向導流筒區的竄氣量較大，導致環隙區顆粒處于松動床狀態，環隙區顆粒幾乎以移動床狀態向下流動，環隙區與導流筒區間的顆粒環流量和環流速度幾乎不受二者間的壓差控制，即環隙區與導流筒區間的顆粒環流量和環流速度幾乎不隨著導流筒區氣速的增加而變化。在該操作條件下，僅有導流筒區對床內環流顆粒具有一定的汽提作用，而環隙區則幾乎對床內環流顆粒沒有汽提作用。在環隙區氣速為0.07 m·s-1時，環隙區向導流筒區的竄氣量較小，環隙區顆粒處于流化床狀態，環隙區與導流筒區間的壓差是顆粒環流的主要推動力，二者間的壓差越大，顆粒的環流量和環流速度越大；二者間的壓差越小，則顆粒的環流量和環流速度越小。因此在環隙區氣速為0.07 m·s-1時，隨著導流筒區氣速的增加，環隙區與導流筒區間的壓差增加，顆粒環流的推動力增大，顆粒環流量和環流速度增加。并且在此操作條件下，導流筒區和環隙區均對床內環流顆粒具有一定的汽提作用。

2.2汽提風對環流預汽提段顆粒速度分布的影響

前文研究表明，在沒有汽提風的4種操作條件下，預汽提段的顆粒環流方式在環隙區氣速較低時為環隙區移動床控制的中心氣升式環流，在環隙區氣速較高時為環隙區與導流筒區壓差控制的中心氣升式環流。本節將重點考察下部汽提風的引入對預汽提段顆粒環流方式和環流速度的影響規律。

2.2.1環隙區氣速的影響圖7為在汽提段氣速為0.13 m·s-1、導流筒區氣速分別為0.2 m·s-1和0.3 m·s-1時，環隙區氣速對導流筒區和環隙區顆粒速度分布的影響。

由圖7可以看出，在有汽提風時，導流筒區顆粒速度在兩種導流筒區氣速下均隨著環隙區氣速的增加而明顯減少，這與無汽提風時環隙區氣速對導流筒區顆粒速度的影響基本相同。但環隙區氣速對二者在速度徑向分布方面的影響存在一些差別，在兩種導流筒區氣速下，在無汽提風時，隨著環隙區氣速的增加，導流筒區顆粒速度逐漸由邊壁低、中心高的陡峭分布轉變為中心與邊壁相差較小的平緩分布，導流筒區顆粒速度的徑向梯度明顯降低；在有汽提風時，導流筒區顆粒速度的徑向梯度隨環隙區氣速的變化很小，在兩種環隙區氣速下，導流筒區顆粒速度沿徑向均呈導流筒邊壁附近較低、下料管邊壁和中心區較高的不均勻分布。上述結果表明，在無汽提風時，由環隙區竄氣至導流筒區的氣體主要由導流筒與下料管邊壁間的中心區（r/R=0.5附近）通過；在有汽提風時，汽提風及由環隙區竄氣至導流筒區的氣體則主要由中心區和下料管邊壁區（r/R=0.29～0.62）通過，導流筒區的氣體分布更加均勻，這有利于提高導流筒區顆粒的汽提效率。

此外，在有汽提風時，隨著環隙區的增加，在導流筒區氣速較高時，導流筒區顆粒速度的降低幅度相對較小；在導流筒區氣速較低時，導流筒區顆粒速度的下降幅度相對較大，這與無汽提風時的變化相同。

2.2.2導流筒區氣速的影響圖8為在汽提段氣速為0.13 m·s-1、環隙區氣速分別為0.03 m·s-1和0.07 m·s-1時，導流筒區氣速對導流筒區和環隙區顆粒速度分布的影響。

圖7　有汽提風時不同環隙表觀氣速下顆粒的速度分布Fig.7　Velocity distribution of different annular gas velocity w ith stripper（ugs=0.13m·s-1）

由圖8可見，在有汽提風時，導流筒區顆粒速度在兩種環隙區氣速下均隨著導流筒區氣速的增加而明顯增加，其中在r/R=0.29～0.62的徑向區域，導流筒區顆粒速度增加幅度較大，而在靠近導流筒邊壁的r/R=0.62～0.72的徑向區域，導流筒區顆粒速度幾乎沒有發生變化，這與沒有引入汽提風時的導流筒區氣速對其顆粒速度的影響存在很大差別。同時因顆粒速度在導流筒不同徑向區域增加的幅度不同，導致在有汽提風時，導流筒區氣速為0.2 m·s-1時的顆粒速度徑向梯度較小、分布比較平緩，導流筒區氣速為0.3 m·s-1時的顆粒速度徑向梯度較大、分布比較陡峭；在無汽提風時，兩種導流筒區氣速下的顆粒速度分布均比較陡峭、速度徑向梯度均較大。這說明在引入汽提風后，進入導流筒區的汽提風和預汽提風主要由 r/R=0.29～0.62的徑向區域通過，而由 r/R=0.62～0.72徑向區域通過的很少。同時與無汽提風時相比，在汽提風引入后，導流筒區氣速對環隙區顆粒速度的影響也發生了一些變化。隨著導流筒區氣速的增加，環隙區徑向各點的顆粒向下運動速度均有所增加，說明汽提風的引入導致進入環隙區的氣體量增加，進而改善了環隙區顆粒的流化性能，增加了環隙區顆粒的向下運動速度。

圖8　有汽提風時不同導流筒氣速下顆粒的速度分布Fig.8　Velocity distribution of different draft tube gas velocity w ith stripper（ugs=0.13 m·s-1）

本文是在冷模裝置中進行實驗研究，但在實際工業應用中，預汽提段溫度約在 500℃，溫度對顆粒速度的分布必然有一定的影響。但由于實驗條件的限制，目前對高溫時顆粒局部速度進行研究非常困難，已有的研究主要集中在根據床層壓降和壓力脈動來考察顆粒的臨界流化速度和流化質量的變化規律。已有研究表明，在以空氣為流化介質時，隨著床層溫度的升高，其密度將降低，而其黏度將增加［19］，導致本文采用的Geldart A類顆粒的臨界流化速度降低，氣泡分率增加，氣泡直徑變化很小。對于A類粒，Davidson等［20］得出氣泡上升速度的計算關系式為

式（7）說明，氣泡速度隨臨界流化速度的降低而增加。在氣固流化床中，床內顆粒的運動主要由氣泡引起，氣泡速度越快、氣泡分率越大，則顆粒速度也相應越大，同時由于床內氣泡主要由床層中心區通過，而由邊壁附近流過的很少，因此，在其他條件相同時，隨著床層溫度的升高，預計r/R=0.39～0.62區域的顆粒速度有所增加，而其他區域顆粒速度的變化很小。

2.3環流預汽提段的顆粒停留時間分布

在提升管出口CSVQS系統中，環流預汽提段主要用于對提升管出口快分分離下來的催化劑顆粒進行高效、快速預汽提，減少夾帶進入汽提段的油氣，防止沉降器內的結焦。提升管出口分離下來的催化劑顆粒在環流預汽提段的停留時間分布是影響其汽提性能的一個重要參數。目前，對氣固稀相流動系統顆粒停留時間分布的實驗研究主要采用顆粒示蹤方法［21］，而對于氣固密相流動系統，目前還沒有一種比較適合的方法對其顆粒停留時間分布進行實驗研究［22］。為此本文根據CSVQS系統預汽提段顆粒的環流特點，提出一種根據提升管顆粒循環量，環流預汽提段的顆粒濃度、速度及結構尺寸等計算由提升管出口引入環流預汽提段的催化劑顆粒的平均停留時間分布的方法。

圖9為CSVQS系統的催化劑顆粒在環流預汽提段的流動結構。提升管出口快分分離的催化劑顆粒由下料管引入導流筒中部區域后，向上流動進入環隙區頂部并向下流動進入環隙區底部，在環隙區底部，一部分催化劑顆粒流出預汽提段進入其下部的汽提段，另一部分催化劑顆粒則環流回導流筒底部，在導流筒底部向上流動并與由導流筒區中部引入的催化劑顆粒匯合后，再繼續向上流動進入環隙區頂部。由此實現催化劑顆粒在預汽提段的連續環流流動，完成對由提升管出口引入導流筒區中部的催化劑顆粒的預汽提。

圖9　CSVQS環流預汽提段結構Fig.9　Structure of pre-stripping section on CSVQS

圖中Gs為由提升管出口引入導流筒區中部的催化劑顆粒量，即提升管中的顆粒循環量，Gs1為環隙區向下流動的顆粒量，Gs2為導流筒下部向上流動的顆粒量，Gs3為導流筒上部向上流動的顆粒量。在穩定環流時，單位時間引入導流筒區中部的催化劑顆粒量與由環隙區底部流出的催化劑顆粒量相等。因此，由環隙區底部輸出的催化劑顆粒量Gs在預汽提段催化劑顆粒總環流量Gs1中所占的比例為Gs/Gs1=λ。則由下料管引入導流筒區中部的催化劑顆粒Gs在第1次環流時便由環隙區底部流出環流床的催化劑顆粒量為λGs，其平均停留時間t1為

未排出環流床而由環隙區底部環流回導流筒區繼續進行第2次環流的剩余催化劑顆粒量為Gs（1-λ），第2次環流后由環隙區底部排出環流床的催化劑顆粒量為Gs（1-λ）λ，這部分催化劑顆粒在環流床的平均停留時間t2為

同理未排出環流床而由環隙區底部環流回導流筒區繼續進行第3次環流的剩余催化劑顆粒量為Gs（1-λ） -Gs（1-λ）λ=Gs（1-λ）2，第3次環流后由環隙區底部排出環流床的催化劑顆粒量為Gs（1-λ）2λ，其平均停留時間t3為

以此類推，則由環隙區底部環流回導流筒區繼續進行第n次環流的剩余催化劑顆粒量為Gs（1-λ）n-1，第n次環流后由環隙區底部排出環流床的催化劑顆粒量為Gs（1-λ）n-1λ，其平均停留時間tn為

重復上述計算過程，直至第n+1次由環隙區底部環流回導流筒區的剩余催化劑顆粒量Gs（1-λ）n接近于0或由環隙區底部累計流出的催化劑顆粒量接近Gs時為止。

定義ψ為在某一平均停留時間下，所對應的催化劑顆粒量與在提升管顆粒循環量 Gs中所占的百分比。計算時，環隙區顆粒速度向下為正，導流筒區顆粒速度向上為正。通過上述計算，可獲得由下料管引入導流筒區進行環流流動的催化劑顆粒的平均停留時間分布。

圖10　環隙氣速對顆粒平均停留時間分布的影響Fig.10　Influence of gas velocity in annulus on distribution of average residence time （Gs=150 kg·m-2·s-1， ugs=0.13 m·s-1，ugd=0. 3 m·s-1）

圖10為在汽提段氣速為0.13 m·s-1，導流筒氣速為 0.3 m·s-1，提升管顆粒循環強度為 150 kg·m-2·s-1時，環隙表觀氣速對催化劑顆粒在環流預汽提段的平均停留時間分布影響。圖中，橫坐標為顆粒平均停留時間，縱坐標為該平均停留時間下的催化劑顆粒量在提升管顆粒循環量 Gs中所占的百分比ψ。由圖10可見，在其他操作條件相同時，隨著環隙氣速的增加，環流預汽提段的顆粒平均停留時間分布范圍逐漸擴大，其中在環隙氣速為0.03 m·s-1時，顆粒平均停留時間分布較窄，對應的質量分數較低；環隙氣速為0.07m·s-1時，顆粒平均停留時間分布逐漸加寬，對應的質量分數較高。

圖11為在汽提段氣速為0.13 m·s-1，環隙氣速為 0.07 m·s-1，提升管顆粒循環強度為 150 kg·m-2·s-1時，導流筒氣速對催化劑顆粒在環流預汽提段的平均停留時間分布影響。由圖11可見，在其他操作條件相同時，隨著導流筒氣速的增加，環流預汽提段的顆粒平均停留時間分布范圍變窄，其中在導流筒氣速為0.2 m·s-1時，顆粒平均停留時間分布較寬，對應的質量分數較高；其中在導流筒氣速為0.3 m·s-1時，顆粒平均停留時間分布較窄，對應的質量分數較低。

圖11　導流筒氣速對顆粒平均停留時間分布的影響Fig.11　Influence of gas velocity in draft tube on distribution of average residence time （Gs=150 kg·m-2·s-1， ugs=0.13 m·s-1，ugr=0. 07 m·s-1）

圖12為汽提氣速為0.13 m·s-1，導流筒氣速為0.3 m·s-1，環隙氣速為0.07 m·s-1時，提升管顆粒循環強度對催化劑顆粒在環流預汽提段平均停留時間分布的影響。由圖12可見，隨著顆粒循環強度的增加，顆粒平均停留時間分布變窄；當顆粒平均停留時間小于60 s時，隨著顆粒循環強度的增加，對應的質量分數也在增加；當顆粒平均停留時間大于60 s后，隨著顆粒循環強度的增加，對應的質量分數逐漸減小。

圖12　顆粒循環強度對顆粒平均停留時間分布的影響Fig.12　Influence of cyclic strength on distribution of average residence time （ugs=0.13 m·s-1， ugd=0. 3 m·s-1，ugr=0. 07 m·s-1）

本文所提出的計算方法，是基于統計理論的基礎上，用于考察顆粒在預汽提段的平均停留時間分布。

3　結　論

（1）該實驗所有測量條件下，預汽提段的環流方式均為中心氣升式，由汽提段流出的氣體大部分進入導流筒區域，即汽提段的存在與增加導流筒表觀氣速對預汽提段顆粒速度的改變所產生的影響相似。

（2）導流筒表觀氣速一定時，在無汽提風時，導流筒區顆粒速度隨環隙區氣速的增加沿徑向由陡峭分布轉變為平緩分布；在有汽提風時，導流筒區顆粒速度徑向分布隨環隙區氣速的變化很小。

（3）環隙表觀氣速一定時，在有汽提風時，導流筒區顆粒速度隨其氣速的增加由平緩分布轉變為陡峭分布；在無汽提風時，兩種導流筒區氣速下的顆粒速度徑向分布均比較陡峭。

（4）與導流筒區相比，環隙區顆粒速度徑向分布幾乎不隨操作條件的不同而變化。

（5）隨著導流筒氣速的增加或環隙氣速的降低，顆粒平均停留時間分布變窄，質量分數降低；隨著顆粒循環強度的增加，顆粒平均停留時間分布變窄；質量分數的變化與平均停留時間分布的大小有關。

符號說明

A——床層截面積，mm2

Ai——測點所在位置截面積，mm2

Cd，i， Cu，i——分別為向下、向上運動顆粒瞬時濃度，

kg·m-3

Cm——顆粒時均濃度，kg·m-3

Db——氣泡直徑，mm

Gs——循環強度，kg·（m2·s）-1

g——重力加速度，m·s-2

Hd——導流筒高度，m

Nu， Nd——分別為向上、向下運動顆粒微元體數量

R ——反應器內徑，mm

RXY——互相關函數

r——徑向測點位置直徑，mm

T ——接收信號的時間段，s

Ub——氣泡速度，m·s-1

Ud， Uu——分別為顆粒下行、上行運動速度，m·s-1

Ud i， Uu i——分別為向下、向上運動顆粒瞬時速度，

m·s-1

Ug——操作氣速，m·s-1

Um——顆粒時均速度，m·s-1

Um f——臨界流化速度，m·s-1

ugd——導流筒表觀氣速，m·s-1

ugr——環隙表觀氣速，m·s-1

ugs——汽提氣速，m·s-1

Vi——運動顆粒電壓，V

ε ——截面平均固含率

εi——測點固含率

τ ——延遲時間，s

ψ ——某平均停留時間下催化劑顆粒量在提升管顆粒循環量中所占百分比

Reference s

［1］ 盧春喜， 徐文清， 魏耀東， 等. 新型緊湊式催化裂化沉降系統的實驗研究 ［J］. 石油學報（石油加工）， 2007， 23（6）: 6-12.

LU C X， XU W Q， WEI Y D， et al. Experimental studies of a novel compact FCC disengage ［J］. Acta Petrolei Sinica （Petroleum Processing Section）， 2007， 23（6）: 6-12.

［2］ 盧春喜， 時銘顯， 許克家. 一種帶有密相環流預汽提器的提升管出口的氣固快分方法及設備: 1200945A［P］. 1998-12-09.

LU C X， SHI M X， XU K J. W ith a dense phase circulation in the process of the stripper of gas-solid riser export fast points method and equipment: 1200945A ［P］. 1998-12-09.

［3］ 中國石化總公司催化裂化裝置長周期運行調查組.催化裂化裝置長周期運行的調查［J］. 煉油設計， 1998， 28（2）: 6-13.

Investigation Group of Long Period Running of FCC， SINOPEC. Investigation on long period running of FCC ［J］. The Refining Design，1998， 28（2）: 6-13.

［4］ 胡敏， 劉為民. 催化裂化裝置沉降器結焦和防治對策［J］.煉油技術與工程， 2013， 43（6）: 26-32.

HU M， LIU W M. Study on coking in settler of FCCU and prevention countermeasures ［J］. Petroleum Refinery Engineering， 2013， 43（6）: 26-32.

［5］ 盧春喜， 時銘顯.國產新型催化裂化提升管出口快分系統［J］.石化技術與應用， 2007， 25（2）: 142-146.

LU C X， SHI M X. Novel catalytic cracking riser term separation devices in China ［J］. Petrochem ical Technology&Application， 2007，25（2）: 142-146.

［6］ 許克家. 催化裂化提升管出口快分系統的稠密相環流式預汽提器的研究［D］. 北京: 中國石油大學. 1998.

XU K J. Study on dense-phase airlift loop stripper for quick separator of riser of FCC ［D］.Beijing: China University of Petroleum， 1998.

［7］ LIU M X， LU C X， SHI M X. Hydrodynam ic behavior of a gas-solid air-loop stripper ［J］. Chinese Journal of Chem ical Engineering， 2004，12（1）: 55-59.

［8］ 劉夢溪， 盧春喜， 時銘顯. 單段高料位氣-固稠密相環流汽提器的密度分布［J］. 石油化工， 2002， 31（10）: 815-819.

LIU M X， LU C X， SHI M X. Particle velocity distribution in a single stage high level gas solid annular flow stripper ［J］. Petrochemical Technology， 2002， 31（10）: 815-819.

［9］ 劉夢溪， 盧春喜.單段高料位氣-固稠密相環流汽提器的密度分布［J］. 石油化工， 2001， 30（11）: 850-854.

LIU M X， LU C X. Study of new kind of stripper ［J］.Petrochem ical Technology， 2001， 30（11）: 850-854.

［10］ 劉夢溪， 盧春喜， 時銘顯. 兩段氣-固環流反應器流體動力學行為和傳質特性的研究［C］//中國顆粒學會 2006年年會論文集.2006: 591-595.

LIU M X， LU C X， SHI M X. Hydrodynamics and mass transfer characteristics of a novel two-stage gas-solid internal airlift loop reactor［C］//The Chinese Society of Particles For 2006. 2006: 591-595.

［11］ 劉顯成， 盧春喜， 時銘顯. 兩段氣升式氣-固環流取熱器導流筒壁與床層間的傳熱特性研究［J］. 過程工程學報， 2004， 4（增刊）: 611-618.

LIU X C， LU C X， SHI M X. Study on heat transfer between gas-solids suspension and the surfaces of two draft tubes in an airlift loop heat exchanger［J］.The Chinese Journal of Process Engineering，2004， 4（suppl.）: 611-618.

［12］ 張永民， 盧春喜， 時銘顯.催化劑汽提器內氣-固傳質特性的研究［J］. 高校化學工程學報， 2004， 18（4）: 409-413.

ZHANG Y M， LU C X， SHI M X. Study on the gas-solid mass transfer performance in catalyst stripper［J］. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities， 2004， 18（4）: 409-413.

［13］ 張永民， 盧春喜， 時銘顯. 催化裂化新型環流汽提器的大型冷模實驗［J］. 高校化學工程學報， 2004， 18（3）: 377-380.

ZHANG Y M， LU C X， SHI M X. Large-scale cold pilot experiment on a new annular catalyst stripper for FCC units［J］. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities， 2004，18（3）: 377-380.

［14］ 林海波， 孔春林. 氣-固循環流化床提升管顆粒速度和濃度的測量技術［J］. 四川輕化工學院學報， 2002， 15（4）: 28-33.

LIN H B， KONG C L. Measurement techniques of solids concentration and solids velocity in circulating fluid beds riser ［J］. Journal of Sichuan Institute of Light Industry and Chemical Technology， 2002， 15（4）: 28-33.

［15］ NIEUWLAND J J， MEIJER R， KUIPERS J A M. Measurements of solids concentration and axial solids velocity in gas-solid two-phase flow［J］. Powder Technology， 1996， 87（2）: 127-139.

［16］ 劉會娥， 余皓， 魏飛， 等. 提升管內顆粒的微觀運動行為［J］.石油大學學報（自然科學版）， 2003， 27（4）: 106-109.

LIU H E， YU H， WEI F， et al. M icro flow behaviors of particles in riser［J］. Journal of the University of Petroleum， 2003， 27（4）: 106-109.

［17］ 鄂承林， 盧春喜， 高金森， 等.氣-固兩相流中顆粒時均速度的測量新方法［J］. 過程工程學報， 2003， 3（6）: 505-511.

E C L， LU C X， GAO J S， et al. A new method for the measurement of solids time-averaged velocity in gas-solid two-phase flow ［J］. The Chinese Journal of Process Engineering， 2003， 3（6）: 505-511.

［18］ JEON H J， KIM S D， KIM S J， KONG Y. Solid circulation and gas bypassing characteristics in a square internally circulating fluidized bed w ith draft tube ［J］. Chemical Engineering and Processing， 2008，47: 2351-2360.

［19］ 錢詩智， 陸繼東， FLAMANT G. 高溫氣固流化床的臨界流態化行為［J］.燃燒科學與技術，1996， 2（4）: 315-321.

QIAN S Z， LU J D， FLAMANT G. Critical fluidization behavior of gas-solid fluidized bed at elevated temperatures［J］. Journal of Combustion Science and Technology， 1996， 2（4）: 315-321.

［20］ DAVIDSON J F， HARRISON D. Fluidized Particles［M］. London: Cambridge University Press， 1963.

［21］ 魏飛， 金涌， 俞芷青， 等. 磷光顆粒示蹤技術在循環流態化中的應用［J］. 化工學報， 1994， 45（2）: 230-236.

WEI F， JIN Y， YU Z Q， et al. Application of phosphor tracer technique to the measurement of solids RTD in circulating fluidized bed［J］. Journal of Chemical Industry and Engineering（China）， 1994，45（2）: 230-236.

［22］ 王勤輝， 駱仲泱， 倪明江， 等. 循環流化床內顆粒停留時間分布［J］.燃燒科學與技術， 2001， 7（4）: 221-224.

WANG Q H， LUO Z Y， NI M J， et al. Particle residence time distribution in a circulating fluidized bed［J］. Journal of Combustion Science and Technology， 2001， 7（4）: 221-224.

Particle velocity and residence time distributions in pre-stripper section of circulating stripping vortex quick separator system

ZHAO Aihong， E Chenglin， WANG Fen fen， LU Chunxi
（State Key Laboratory of Heavy Oil Processing， China University of Petroleum， Beijing 102249， China）

Particle velocity distributions were investigated in draft tube and annulus region of a φ600 mm CSVQS cold-state setup under conditions of gas velocities at 0.2 and 0.3 m·s-1in the draft tube， at 0.03 and 0.07 m·s-1in the annulus region and 0 and 0.13 m·s-1in the stripper. Mean residence time distribution of particles in the pre-tripper section was also calculated by the method proposed here. Experimental results demonstrated that gas flowed as center-airlifting circulation in the pre-stripper section and most of the gas went into the draft tube under the above-stated operating conditions. Under constant gas velocity in the draft tube and increased gas velocity in the annulus region， the radial velocity distribution of particles changed from steep to smooth w ithout stripper w ind whereas that distribution changed slightly w ith stripper w ind. Under the same gas velocity in the annulus region and increased velocity in the draft tube， the radial velocity distribution of particles changed from smooth to steep w ithout stripper w ind whereas distribution remained quite steep w ith stripper w ind under the two different velocities in the draft tube. Compared to that in the draft tube， the radial velocity distribution of particles in annulus region kept almost no change w ith varied operating conditions. When the gas velocity was increased in the draft tube or was decreased in the annulus section， the average residence time distribution of particles wasnarrowed and the mass fraction of particles was decreased. When the circulation strength of particles in the pre-stripper section was increased， the average residence time distribution of particles was narrowed but the mass fraction of particles was changed irregularly.

riser； air-lift loop pre-stripper； particle velocity； residence time distribution； optical fiber probe；particle

date: 2016-03-30.

E Chenglin，ecl510@126.com

supported by the National Basic Research Program of China （2012CB215000）.

TQ 051.1

A

0438—1157（2016）08—3276—11

10.11949/j.issn.0438-1157.20160374

2016-03-30收到初稿，2016-06-20收到修改稿。

聯系人：鄂承林。第一作者：趙愛紅（1991—），女，碩士研究生。

國家重點基礎研究發展計劃項目（2012CB215000）。