提升管CSVQS系统预汽提段颗粒速度和停留时间分布

赵爱红，鄂承林，王芬芬，卢春喜

（中国石油大学（北京）重质油国家重点实验室，北京 102249）

提升管CSVQS系统预汽提段颗粒速度和停留时间分布

赵爱红，鄂承林，王芬芬，卢春喜

（中国石油大学（北京）重质油国家重点实验室，北京 102249）

在一套φ600 mm CSVQS的环流预汽提段冷态实验床装置上，在导流筒区气速为0.2 m·s-1和0.3 m·s-1，环隙区气速为0.03 m·s-1和0.07 m·s-1，汽提段气速为0和0.13 m·s-1时，考察了预汽提导流筒区和环隙区的颗粒速度分布，同时在上述条件下，根据提出的计算方法，考察了由提升管引入环流预汽提段颗粒的平均停留时间分布。结果表明，在上述几种操作条件下，预汽提段均为中心气升式环流，汽提段气体大部分进入导流筒区。在导流筒区气速相同时，在无汽提风时，导流筒区颗粒速度随环隙区气速的增加沿径向由陡峭分布转变为平缓分布；在有汽提风时，导流筒区颗粒速度径向分布随环隙区气速的变化很小。在环隙区气速相同时，在有汽提风时，导流筒区颗粒速度随其气速的增加由平缓分布转变为陡峭分布；在无汽提风时，两种导流筒区气速下的颗粒速度径向分布均比较陡峭。与导流筒区相比，环隙区颗粒速度径向分布几乎不随操作条件的不同而变化。随着导流筒气速的增加或环隙气速的降低，颗粒平均停留时间分布变窄，质量分数降低；随着颗粒循环强度的增加，颗粒平均停留时间分布变窄；质量分数变化不一。

提升管；环流预汽提器；颗粒速度；停留时间分布；光纤探头；颗粒

引　言

提升管出口旋流快分系统是实现油剂高效分离、油气快速引出以及催化剂快速预汽提的重要设备［1］。针对现有旋流快分头喷口处因存在部分上行短路流而使分离效率降低的问题，卢春喜等［2］开发了一种旋流头带隔流筒和隔流盖板的提升管出口旋流快分系统（SVQS）。SVQS系统主要由上端的旋流快分头、下端的预汽提段及其外部的封闭罩等组成，下端的预汽提段用于汽提回收由提升管出口旋流快分分离的催化剂所夹带的油气。现有SVQS系统的锥形挡板预汽提技术的结构复杂，制造及检修困难，并且存在部分流化死区，增加了可结焦的区域［3-4］。为此，中国石油大学（北京）最近提出了一种采用气固密相环流预汽提代替锥形挡板预汽提的旋流快分系统（CSVQS）。

目前，对气固密相环流［5］技术的研究有很多，许克家［6］对中心气升式气固环流反应器的底部结构进行了优选，研究发现，气固环流的推动力与内、外环间的床层固含率差和床层高度呈正比。刘梦溪等［7-9］对单段高料位密相环流汽提器的颗粒流动性能进行了研究，获得了内外环颗粒浓度和速度的分布规律。此外，在单段气固环流的研究基础上，刘梦溪等［10］又考察了两段气固环流反应器的颗粒流动性能，两段环流反应器的流动与传递性能优于单段环流反应器。刘显成等［11］对两段气固环流取热器传热特性的研究表明，两段环流取热器的取热效果明显优于单段环流取热器。张永民等［12-13］的研究表明，环流汽提技术具有更高的汽提效率，与空筒结构和锥形挡板结构汽提技术相比，最多可分别减少82%和48%的可汽提焦炭量。

在实际工业应用中，提升管出口CSVQS系统的下部，即环流预汽提段的下部设有一汽提段，用于对预汽提段未汽提出的油气继续进行汽提，为了防止沉降器内产生结焦，汽提段中的大部分汽提蒸汽及汽提油气需由环流预汽提段通过，掌握这部分气体对环流预汽提段颗粒流动性能的影响规律及CSVQS系统的工业应用具有重要意义。然而目前虽然对气固密相环流技术的研究有很多，但对汽提段气体对环流预汽提段影响规律的研究未见报道，为此本文在一套冷模实验装置上，考察了汽提段气体对环流预汽提段颗粒速度分布的影响规律。

1　实验装置和测量方法

1.1实验装置

研究中采用的实验装置及环流预汽提段与汽提段的结构如图1和图2所示。环流预汽提段主要由锥形下料孔板、封闭罩、导流筒和中心下料管等组成。环流预汽提段的封闭罩直径为φ600 mm，封闭罩内的导流筒直径为φ436 mm、高500 mm，中心下料管直径为φ160 mm。在导流筒区底部设有一锥形气体分布板，在封闭罩与导流筒间的环隙区底部设有一个环形气体分布管。环流预汽提段的下部为汽提段，汽提段的直径为φ600 mm、高度约为1000 mm。在汽提段底部也设有一环形气体分布管。为了便于观察，环流预汽提段及汽提段部分均采用有机玻璃制造。

图1　实验装置Fig.1　Schematic diagram of experimental apparatus

图2　预汽提段与汽提段结构Fig.2　Structure diagram of pre-stripper and stripper

实验装置模拟了典型的工业装置中的提升管-沉降器-再生器系统。罗茨鼓风机提供的压缩空气经过缓冲罐分配为5路后，经转子流量计进入实验装置。第1路作为提升管的提升风进入提升管底部，第2路为汽提段的汽提气体，FCC颗粒在此经过汽提后进入再生器；第3路作为导流筒区的流化风经锥形气体分布板进入导流筒区底部，第4路作为环隙区的流化风经环形气体分布管进入环隙区底部；第5路作为再生器的流化风进入再生器底部。

实验中，在再生器中加入一定量的催化剂颗粒，在流化风的作用下流化，开启预提升段中的提升风和流化风并打开蝶阀，再生器中的催化剂颗粒经再生斜管进入预提升段，在提升风的作用下，催化剂颗粒被提升至提升管末端，经快分头进行气固分离，分离下来的催化剂颗粒由沉降段经锥形下料板后进入环流预汽提段的导流筒内进行环流预汽提，环流预汽提后的催化剂颗粒再进入汽提段进行汽提，汽提后的催化剂颗粒经待生斜管返回再生器。未分离下来的少量催化剂颗粒和输送气体由沉降段上部进入沉降器顶旋再次进行气固分离，分离下来的催化剂颗粒经料腿进入汽提段，由此实现催化剂颗粒在整个系统中的循环流动。

本实验采用的流化介质为常温压缩空气，固体介质为FCC催化剂颗粒，气体流量采用转子流量计测量。表1为实验采用的FCC颗粒的物性参数及平均粒径。

实验中，环隙区的表观气速（以环隙区横截面积为基准）取 0～0.07 m·s-1，导流筒区的表观气速（以导流筒区横截面积为基准）取0.2～0.3 m·s-1，汽提段的汽提气速（以汽提段筒体横截面为基准）取 0～0.13 m·s-1。在导流筒区和环隙区沿轴向各布置一个测量截面，其距导流筒下端的轴向高度均为250 mm，在每个轴向测量截面各布置5个径向测点，导流筒区和环隙区径向测点的 r/R分别为0.29、0.39、0.51、0.62、0.72和0.77、0.82、0.88、0.93、0.99，开孔位置如图2所示。

表1　FCC颗粒的物性参数及平均粒径Table 1　Physical properties and particle size of FCC

1.2测量方法

实验采用中国科学院过程工程研究所研制的PV-6D型光纤测量仪测量环流预汽提段不同区域和不同位置的颗粒速度［14］。PV-6D光纤测量系统主要由光纤探头、光源、光电检测器、A/D转换卡、计算机及数据处理软件等组成。其中光纤探头由直径约为1 mm，间距约为2.07 mm的两束光纤组成，每束光纤均由一些直径为20 μm的光导纤维组成，其中一半为发射光光纤，另一半为接收光光纤，测量原理如图3所示。

图3　PV-6D光纤测量颗粒原理Fig.3　Principle of measuring particle w ith PV-6D optical fiber

PV-6D光纤测量仪对颗粒速度的测量是基于互相关原理而设计的［15］，当颗粒经过两束排列方向与其运动方向相同的光纤探头时，将产生形状相似，而在时间上有一定延迟的两路瞬时颗粒浓度电压信号。这两路颗粒浓度电压信号具有互相关性，其相应的互相关函数如式（1）和式（2）所示。

对两路颗粒浓度信号进行互相关运算，可得到互相关函数达到最大值时的时间τ0，τ0即为两路信号间的延迟时间，也就是颗粒在两束光纤间的渡越时间，由两束光纤间的距离L除以延迟时间τ0便可得到颗粒瞬时运动速度，同时，也可由两路颗粒浓度信号的电压值得到颗粒的瞬时浓度。

为确保测量结果的准确性，在根据上述运算结果计算颗粒局部时均速度前，需要对光纤系统测量的颗粒浓度电压值进行校正，即根据一定的函数关系将光纤输出的颗粒浓度电压值转变为颗粒浓度。在颗粒浓度校正中，本文采用目前普遍使用的根据光纤在床内不同径向位置处测定的局部颗粒浓度电压值计算截面平均电压值，再根据压降法在相同轴向位置处测量的截面平均颗粒浓度来确定光纤输出颗粒浓度电压值与颗粒浓度间的校正关系式［9，16］。

校正时，选择床层较稳定的一个截面，该截面的平均固含率ε由上下等距离两个测压点的压差值计算得到。沿截面径向取10个测量点，每个点采样5次求其平均值。假设床内固含率与探头输出电压信号间的非线性关系可用式（3）表示

则截面平均固含率为

通过改变内外环表观气速的方法来改变床层截面平均固含率及局部固含率，进而改变各测点的测量值，并进行回归得到固含率ε与光纤输出的电压信号值V之间的关系为

颗粒浓度的标定曲线如图4所示，由图可知，颗粒浓度测量值与标定值间的最大相对误差不超过1.7%，说明所测的颗粒浓度数据准确、可靠。

图4　床层固含率标定曲线Fig.4　Solid holdup calibration curve

根据以上测量结果，采用式（6）计算采样时间内床内颗粒的局部时均速度Um［17］。

2　实验结果与分析

根据测量的环流预汽提段实验数据，分析了汽提风速、环隙表观气速以及导流筒表观气速的改变对环流预汽提段内颗粒速度径向分布的影响规律。为了便于将导流筒区及环隙区的颗粒速度绘制在同一坐标轴上并相互区别，用负值表示向下运动的颗粒速度，其值越小表示颗粒向下运动的速度越大。

2.1无汽提风时环流预汽提段的颗粒速度分布

图5　无汽提风时不同环隙气速下的颗粒速度分布Fig.5　Velocity distribution of different annular gas velocity w ithout stripper（ugs=0）

2.1.1环隙气速的影响图5为在汽提段气速为0、导流筒区气速分别为0.2 m·s-1和0.3 m·s-1时，环隙区气速的变化对导流筒区和环隙区颗粒速度分布的影响。

由图5可见，在0.2 m·s-1和0.3 m·s-1两种导流筒区气速时，导流筒区颗粒速度在两种不同环隙气速下沿径向均呈中心下料管和导流筒边壁附近较低、中心区较高的不均匀分布。并且随着环隙区气速的增加，导流筒区颗粒速度的径向梯度明显降低、分布更加平缓，同时在导流筒区气速相同时，随着环隙区气速的增加，导流筒区的颗粒速度明显减小，说明此时环隙气速的增加反而对颗粒环流的阻碍作用增大。这主要是由于在环流预汽提段底部的气体分布器区域存在导流筒区与环隙区之间的窜气行为［18］。在一定的导流筒区气速时，在环隙区气速较小（0.03 m·s-1）时，环隙区的颗粒浓度较大、导流筒区的颗粒浓度较小，气体流过环隙区的阻力相对较大、流过导流筒区的阻力相对较小，较大部分的环隙区气体由导流筒区流过，随着环隙区气速的增加，环隙区的颗粒浓度逐渐降低，气体流过环隙区的阻力也逐渐减小，大部分环隙区气体将由环隙区流过，而由环隙区窜气至导流筒区的气体则明显减少，从而导致导流筒区颗粒速度随环隙区气速的增加而明显降低。此外，环隙区颗粒浓度的降低将使环隙区与导流筒区间的环流推动力降低，从而使环隙区与导流筒区间的颗粒环流速度也有所降低。在不同环隙区气速时，环隙区颗粒速度沿径向均近似呈直线分布，并且其随环隙区气速和导流筒区气速的变化也很小，上述结果表明，在无汽提风存在的情况下，导流筒气速一定时，随着环隙气速的增加，导流筒区颗粒速度降低，环隙区颗粒速度变化很小。此外，在上述几种操作条件下，导流筒区径向各点的颗粒速度均为正值，其速度在0～1.2 m·s-1间变化；环隙区大部分径向位置的颗粒速度为负值，其速度在0～0.2 m·s-1间变化。说明在上述4种无汽提风的操作条件下，预汽提段的颗粒环流方式为：导流筒区颗粒向上、环隙区颗粒向下的中心气升式环流。

2.1.2导流筒气速的影响图6为在汽提段气速为0、环隙区气速分别为0.03 m·s-1和0.07 m·s-1时，导流筒区气速的变化对导流筒区和环隙区颗粒速度分布的影响。

由图6可见，在环隙区气速为0.07 m·s-1时，导流筒区径向各点的向上运动颗粒速度和环隙区径向各点的向下运动颗粒速度均随导流筒区气速的增加而增加，与导流筒区相比，环隙区颗粒速度的变化较小。在环隙区气速为0.03 m·s-1时，环隙区颗粒速度几乎不随导流筒区气速的不同而变化，环隙区颗粒基本以松动床的状态向下移动。在导流筒区，除下料管边壁附近径向两点的颗粒速度随导流筒区气速的增加而略有减小外，导流筒区其他径向位置的颗粒速度均随导流筒区气速的增加而增加。所处下料管边壁两点，由于颗粒的摩擦及返混，测量相对误差较大。

图6　无汽提风时不同导流筒气速下的颗粒速度分布Fig.6　Velocity distribution of different draft tube gas velocity w ithout stripper（ugs=0）

上述结果表明，在环隙区气速为 0.03 m·s-1时，因环隙区向导流筒区的窜气量较大，导致环隙区颗粒处于松动床状态，环隙区颗粒几乎以移动床状态向下流动，环隙区与导流筒区间的颗粒环流量和环流速度几乎不受二者间的压差控制，即环隙区与导流筒区间的颗粒环流量和环流速度几乎不随着导流筒区气速的增加而变化。在该操作条件下，仅有导流筒区对床内环流颗粒具有一定的汽提作用，而环隙区则几乎对床内环流颗粒没有汽提作用。在环隙区气速为0.07 m·s-1时，环隙区向导流筒区的窜气量较小，环隙区颗粒处于流化床状态，环隙区与导流筒区间的压差是颗粒环流的主要推动力，二者间的压差越大，颗粒的环流量和环流速度越大；二者间的压差越小，则颗粒的环流量和环流速度越小。因此在环隙区气速为0.07 m·s-1时，随着导流筒区气速的增加，环隙区与导流筒区间的压差增加，颗粒环流的推动力增大，颗粒环流量和环流速度增加。并且在此操作条件下，导流筒区和环隙区均对床内环流颗粒具有一定的汽提作用。

2.2汽提风对环流预汽提段颗粒速度分布的影响

前文研究表明，在没有汽提风的4种操作条件下，预汽提段的颗粒环流方式在环隙区气速较低时为环隙区移动床控制的中心气升式环流，在环隙区气速较高时为环隙区与导流筒区压差控制的中心气升式环流。本节将重点考察下部汽提风的引入对预汽提段颗粒环流方式和环流速度的影响规律。

2.2.1环隙区气速的影响图7为在汽提段气速为0.13 m·s-1、导流筒区气速分别为0.2 m·s-1和0.3 m·s-1时，环隙区气速对导流筒区和环隙区颗粒速度分布的影响。

由图7可以看出，在有汽提风时，导流筒区颗粒速度在两种导流筒区气速下均随着环隙区气速的增加而明显减少，这与无汽提风时环隙区气速对导流筒区颗粒速度的影响基本相同。但环隙区气速对二者在速度径向分布方面的影响存在一些差别，在两种导流筒区气速下，在无汽提风时，随着环隙区气速的增加，导流筒区颗粒速度逐渐由边壁低、中心高的陡峭分布转变为中心与边壁相差较小的平缓分布，导流筒区颗粒速度的径向梯度明显降低；在有汽提风时，导流筒区颗粒速度的径向梯度随环隙区气速的变化很小，在两种环隙区气速下，导流筒区颗粒速度沿径向均呈导流筒边壁附近较低、下料管边壁和中心区较高的不均匀分布。上述结果表明，在无汽提风时，由环隙区窜气至导流筒区的气体主要由导流筒与下料管边壁间的中心区（r/R=0.5附近）通过；在有汽提风时，汽提风及由环隙区窜气至导流筒区的气体则主要由中心区和下料管边壁区（r/R=0.29～0.62）通过，导流筒区的气体分布更加均匀，这有利于提高导流筒区颗粒的汽提效率。

此外，在有汽提风时，随着环隙区的增加，在导流筒区气速较高时，导流筒区颗粒速度的降低幅度相对较小；在导流筒区气速较低时，导流筒区颗粒速度的下降幅度相对较大，这与无汽提风时的变化相同。

2.2.2导流筒区气速的影响图8为在汽提段气速为0.13 m·s-1、环隙区气速分别为0.03 m·s-1和0.07 m·s-1时，导流筒区气速对导流筒区和环隙区颗粒速度分布的影响。

图7　有汽提风时不同环隙表观气速下颗粒的速度分布Fig.7　Velocity distribution of different annular gas velocity w ith stripper（ugs=0.13m·s-1）

由图8可见，在有汽提风时，导流筒区颗粒速度在两种环隙区气速下均随着导流筒区气速的增加而明显增加，其中在r/R=0.29～0.62的径向区域，导流筒区颗粒速度增加幅度较大，而在靠近导流筒边壁的r/R=0.62～0.72的径向区域，导流筒区颗粒速度几乎没有发生变化，这与没有引入汽提风时的导流筒区气速对其颗粒速度的影响存在很大差别。同时因颗粒速度在导流筒不同径向区域增加的幅度不同，导致在有汽提风时，导流筒区气速为0.2 m·s-1时的颗粒速度径向梯度较小、分布比较平缓，导流筒区气速为0.3 m·s-1时的颗粒速度径向梯度较大、分布比较陡峭；在无汽提风时，两种导流筒区气速下的颗粒速度分布均比较陡峭、速度径向梯度均较大。这说明在引入汽提风后，进入导流筒区的汽提风和预汽提风主要由 r/R=0.29～0.62的径向区域通过，而由 r/R=0.62～0.72径向区域通过的很少。同时与无汽提风时相比，在汽提风引入后，导流筒区气速对环隙区颗粒速度的影响也发生了一些变化。随着导流筒区气速的增加，环隙区径向各点的颗粒向下运动速度均有所增加，说明汽提风的引入导致进入环隙区的气体量增加，进而改善了环隙区颗粒的流化性能，增加了环隙区颗粒的向下运动速度。

图8　有汽提风时不同导流筒气速下颗粒的速度分布Fig.8　Velocity distribution of different draft tube gas velocity w ith stripper（ugs=0.13 m·s-1）

本文是在冷模装置中进行实验研究，但在实际工业应用中，预汽提段温度约在 500℃，温度对颗粒速度的分布必然有一定的影响。但由于实验条件的限制，目前对高温时颗粒局部速度进行研究非常困难，已有的研究主要集中在根据床层压降和压力脉动来考察颗粒的临界流化速度和流化质量的变化规律。已有研究表明，在以空气为流化介质时，随着床层温度的升高，其密度将降低，而其黏度将增加［19］，导致本文采用的Geldart A类颗粒的临界流化速度降低，气泡分率增加，气泡直径变化很小。对于A类粒，Davidson等［20］得出气泡上升速度的计算关系式为

式（7）说明，气泡速度随临界流化速度的降低而增加。在气固流化床中，床内颗粒的运动主要由气泡引起，气泡速度越快、气泡分率越大，则颗粒速度也相应越大，同时由于床内气泡主要由床层中心区通过，而由边壁附近流过的很少，因此，在其他条件相同时，随着床层温度的升高，预计r/R=0.39～0.62区域的颗粒速度有所增加，而其他区域颗粒速度的变化很小。

2.3环流预汽提段的颗粒停留时间分布

在提升管出口CSVQS系统中，环流预汽提段主要用于对提升管出口快分分离下来的催化剂颗粒进行高效、快速预汽提，减少夹带进入汽提段的油气，防止沉降器内的结焦。提升管出口分离下来的催化剂颗粒在环流预汽提段的停留时间分布是影响其汽提性能的一个重要参数。目前，对气固稀相流动系统颗粒停留时间分布的实验研究主要采用颗粒示踪方法［21］，而对于气固密相流动系统，目前还没有一种比较适合的方法对其颗粒停留时间分布进行实验研究［22］。为此本文根据CSVQS系统预汽提段颗粒的环流特点，提出一种根据提升管颗粒循环量，环流预汽提段的颗粒浓度、速度及结构尺寸等计算由提升管出口引入环流预汽提段的催化剂颗粒的平均停留时间分布的方法。

图9为CSVQS系统的催化剂颗粒在环流预汽提段的流动结构。提升管出口快分分离的催化剂颗粒由下料管引入导流筒中部区域后，向上流动进入环隙区顶部并向下流动进入环隙区底部，在环隙区底部，一部分催化剂颗粒流出预汽提段进入其下部的汽提段，另一部分催化剂颗粒则环流回导流筒底部，在导流筒底部向上流动并与由导流筒区中部引入的催化剂颗粒汇合后，再继续向上流动进入环隙区顶部。由此实现催化剂颗粒在预汽提段的连续环流流动，完成对由提升管出口引入导流筒区中部的催化剂颗粒的预汽提。

图9　CSVQS环流预汽提段结构Fig.9　Structure of pre-stripping section on CSVQS

图中Gs为由提升管出口引入导流筒区中部的催化剂颗粒量，即提升管中的颗粒循环量，Gs1为环隙区向下流动的颗粒量，Gs2为导流筒下部向上流动的颗粒量，Gs3为导流筒上部向上流动的颗粒量。在稳定环流时，单位时间引入导流筒区中部的催化剂颗粒量与由环隙区底部流出的催化剂颗粒量相等。因此，由环隙区底部输出的催化剂颗粒量Gs在预汽提段催化剂颗粒总环流量Gs1中所占的比例为Gs/Gs1=λ。则由下料管引入导流筒区中部的催化剂颗粒Gs在第1次环流时便由环隙区底部流出环流床的催化剂颗粒量为λGs，其平均停留时间t1为

未排出环流床而由环隙区底部环流回导流筒区继续进行第2次环流的剩余催化剂颗粒量为Gs（1-λ），第2次环流后由环隙区底部排出环流床的催化剂颗粒量为Gs（1-λ）λ，这部分催化剂颗粒在环流床的平均停留时间t2为

同理未排出环流床而由环隙区底部环流回导流筒区继续进行第3次环流的剩余催化剂颗粒量为Gs（1-λ） -Gs（1-λ）λ=Gs（1-λ）2，第3次环流后由环隙区底部排出环流床的催化剂颗粒量为Gs（1-λ）2λ，其平均停留时间t3为

以此类推，则由环隙区底部环流回导流筒区继续进行第n次环流的剩余催化剂颗粒量为Gs（1-λ）n-1，第n次环流后由环隙区底部排出环流床的催化剂颗粒量为Gs（1-λ）n-1λ，其平均停留时间tn为

重复上述计算过程，直至第n+1次由环隙区底部环流回导流筒区的剩余催化剂颗粒量Gs（1-λ）n接近于0或由环隙区底部累计流出的催化剂颗粒量接近Gs时为止。

定义ψ为在某一平均停留时间下，所对应的催化剂颗粒量与在提升管颗粒循环量 Gs中所占的百分比。计算时，环隙区颗粒速度向下为正，导流筒区颗粒速度向上为正。通过上述计算，可获得由下料管引入导流筒区进行环流流动的催化剂颗粒的平均停留时间分布。

图10　环隙气速对颗粒平均停留时间分布的影响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）

图10为在汽提段气速为0.13 m·s-1，导流筒气速为 0.3 m·s-1，提升管颗粒循环强度为 150 kg·m-2·s-1时，环隙表观气速对催化剂颗粒在环流预汽提段的平均停留时间分布影响。图中，横坐标为颗粒平均停留时间，纵坐标为该平均停留时间下的催化剂颗粒量在提升管颗粒循环量 Gs中所占的百分比ψ。由图10可见，在其他操作条件相同时，随着环隙气速的增加，环流预汽提段的颗粒平均停留时间分布范围逐渐扩大，其中在环隙气速为0.03 m·s-1时，颗粒平均停留时间分布较窄，对应的质量分数较低；环隙气速为0.07m·s-1时，颗粒平均停留时间分布逐渐加宽，对应的质量分数较高。

图11为在汽提段气速为0.13 m·s-1，环隙气速为 0.07 m·s-1，提升管颗粒循环强度为 150 kg·m-2·s-1时，导流筒气速对催化剂颗粒在环流预汽提段的平均停留时间分布影响。由图11可见，在其他操作条件相同时，随着导流筒气速的增加，环流预汽提段的颗粒平均停留时间分布范围变窄，其中在导流筒气速为0.2 m·s-1时，颗粒平均停留时间分布较宽，对应的质量分数较高；其中在导流筒气速为0.3 m·s-1时，颗粒平均停留时间分布较窄，对应的质量分数较低。

图11　导流筒气速对颗粒平均停留时间分布的影响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）

图12为汽提气速为0.13 m·s-1，导流筒气速为0.3 m·s-1，环隙气速为0.07 m·s-1时，提升管颗粒循环强度对催化剂颗粒在环流预汽提段平均停留时间分布的影响。由图12可见，随着颗粒循环强度的增加，颗粒平均停留时间分布变窄；当颗粒平均停留时间小于60 s时，随着颗粒循环强度的增加，对应的质量分数也在增加；当颗粒平均停留时间大于60 s后，随着颗粒循环强度的增加，对应的质量分数逐渐减小。

图12　颗粒循环强度对颗粒平均停留时间分布的影响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）

本文所提出的计算方法，是基于统计理论的基础上，用于考察颗粒在预汽提段的平均停留时间分布。

3　结　论

（1）该实验所有测量条件下，预汽提段的环流方式均为中心气升式，由汽提段流出的气体大部分进入导流筒区域，即汽提段的存在与增加导流筒表观气速对预汽提段颗粒速度的改变所产生的影响相似。

（2）导流筒表观气速一定时，在无汽提风时，导流筒区颗粒速度随环隙区气速的增加沿径向由陡峭分布转变为平缓分布；在有汽提风时，导流筒区颗粒速度径向分布随环隙区气速的变化很小。

（3）环隙表观气速一定时，在有汽提风时，导流筒区颗粒速度随其气速的增加由平缓分布转变为陡峭分布；在无汽提风时，两种导流筒区气速下的颗粒速度径向分布均比较陡峭。

（4）与导流筒区相比，环隙区颗粒速度径向分布几乎不随操作条件的不同而变化。

（5）随着导流筒气速的增加或环隙气速的降低，颗粒平均停留时间分布变窄，质量分数降低；随着颗粒循环强度的增加，颗粒平均停留时间分布变窄；质量分数的变化与平均停留时间分布的大小有关。

符号说明

A——床层截面积，mm2

Ai——测点所在位置截面积，mm2

Cd，i， Cu，i——分别为向下、向上运动颗粒瞬时浓度，

kg·m-3

Cm——颗粒时均浓度，kg·m-3

Db——气泡直径，mm

Gs——循环强度，kg·（m2·s）-1

g——重力加速度，m·s-2

Hd——导流筒高度，m

Nu， Nd——分别为向上、向下运动颗粒微元体数量

R ——反应器内径，mm

RXY——互相关函数

r——径向测点位置直径，mm

T ——接收信号的时间段，s

Ub——气泡速度，m·s-1

Ud， Uu——分别为颗粒下行、上行运动速度，m·s-1

Ud i， Uu i——分别为向下、向上运动颗粒瞬时速度，

m·s-1

Ug——操作气速，m·s-1

Um——颗粒时均速度，m·s-1

Um f——临界流化速度，m·s-1

ugd——导流筒表观气速，m·s-1

ugr——环隙表观气速，m·s-1

ugs——汽提气速，m·s-1

Vi——运动颗粒电压，V

ε ——截面平均固含率

εi——测点固含率

τ ——延迟时间，s

ψ ——某平均停留时间下催化剂颗粒量在提升管颗粒循环量中所占百分比

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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。

联系人：鄂承林。第一作者：赵爱红（1991—），女，硕士研究生。

国家重点基础研究发展计划项目（2012CB215000）。