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原料射流對提升管內壓降特性的影響

鄭志航 馬郡男閆子涵盧春喜

中國石油大學(北京)重質油國家重點實驗室，北京 102249

DOI：10.12034/j.issn.1009-606X.222206

摘 要通過大型冷模實驗，采集了不同原料射流形式的提升管內總壓降及預提升段、進料混合及充分發展段壓降的動態數據，對比了斜向上射流和斜向下射流存在時提升管內各區域的壓降特征，分析了不同操作條件的影響。結果表明，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，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提升氣速增大而減小，隨顆粒循環強度增加而增大。當射流速度增大時，射流與多相流并流接觸提升管內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預提升段壓降有所增大，進料混合及充分發展段壓降、提升管總壓降顯著增加。結合傳統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的進料混合及充分發展區壓降模型，可供工程設計參考。

關鍵詞提升管；射流；進料段；壓降

1 前 言

提升管反應器作為一種高效多相間接觸設備，廣泛應用于石油化工、煤化工、生物質轉化、制藥等領域^[1-7]。催化裂化是石油加工行業的重要二次加工流程之一，提供了我國市場70%以上的汽油產品，同時也對低碳烯烴的供給起到了巨大的作用^[8-11]。提升管反應器是催化裂化的核心反應場所，在傳統油劑并流接觸提升管內，進料混合區存在氣固混合不均勻、易發生結焦等問題^[12]。而新型油劑逆流接觸提升管進料段內，油劑接觸效果明顯提高，且混合區長度有所縮短^[13-15]。提升管內部顆粒濃度的軸向分布與氣固兩相的停留時間和氣固兩相之間傳質傳熱速率密切相關^[16,17]。實際工業生產中，顆粒濃度往往采用應用方便、不影響生產活動的壓差法間接測量獲得；同時，在提升管反應器設計和模擬的數學模型計算過程中，壓降數據不但可以為閥門等部件提供選型依據，同時也可以為通風能耗提供數據，進而決定風機的選型。因此，掌握壓降數據對于在線監控和調節提升管內流化狀態和運行情況有著重要意義^[18-21]。

近年來，國內外研究者針對未引入射流影響的提升管以及傳統油劑并流接觸提升管內壓降與操作條件、顆粒物性之間的關系進行了大量研究并獲得了一些規律性結果和模型。王向輝等^[22]建立了雙循環變徑提升管反應器冷模實驗裝置，并分析了操作條件與雙循環回路壓降間的關系。陳鴻偉等^[16]對顆粒循環強度與提升管壓降間的關系進行了探究，通過冷模實驗提出并驗證了預測提升管內壓降的計算式。楊新等^[23]采用多種顆粒速度計算方法，建立了提升管內壓降的數學模型，并用冷模試驗加以驗證。Khurram等^[24]考察了提升管中顆粒循環強度、顆粒尺寸、表觀氣速和總壓降間的關系，提出了根據顆粒循環強度預測提升管總壓降的數學模型。已有研究主要是針對無射流存在時的傳統提升管，當原料射流存在時，其對提升管內壓降影響的研究相對較少；對于操作條件與不同油劑接觸方式提升管總壓降及各分區壓降間的關系尚不明確，射流存在條件下提升管內壓降的預測模型有待完善。針對上述問題，本工作通過大型冷模實驗，對比了不同射流形式對提升管內壓降的影響，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壓降的影響。在此基礎上，結合傳統提升管內的壓降模型，建立了不同射流形式提升管內的分區壓降模型，可用于預測不同形式原料射流存在條件下提升管內的壓降分布特征，供工程設計參考。

2 實 驗

2.1　材料及儀器

實驗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。受冷模試驗條件所限，預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有限公司)通過介入式測壓管獲得各部分的壓差瞬時信號，在測量過程中，CGYL-300B型壓差變送器內OEM硅壓阻式差壓芯體作為敏感元件，將壓差信號轉化為電信號，數據采集系統會自動采集數據并將其轉化為壓差瞬時信號。測壓管裝有反吹裝置，高壓反吹氣體通過三通電磁閥進入測壓管接管，通過反吹測壓管可以清潔裝置運行一段時間后堵塞在測壓管篩網上的固體顆粒，減小實驗誤差。

2.2　實驗裝置

實驗在一套主體為提升管和伴床的大型冷模循環流化床實驗裝置中完成，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，主體采用有機玻璃制作。

圖1實驗裝置示意圖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

為對比不同射流形式對提升管內壓降特性的影響，采用射流與催化劑顆粒并流接觸和逆流接觸兩種進料段結構，如圖2所示，兩種結構中射流與提升管軸向夾角均為30°。

圖2提升管進料段結構示意圖[(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　實驗方法

2.3.1 操作條件

參考工業催化裂化提升管的操作范圍，實驗中預提升氣速取2.4, 3.5, 4.1 m/s，噴嘴進氣的出口速度取41.8, 64.2, 78.5 m/s，提升管內的顆粒循環強度G_s范圍取為65~95 kg/(m²·s)。

2.3.2 實驗測點布置

如圖3所示，將提升管立管底部入口截面H₀規定為零截面，在提升管H-H₀=0.25 m處設置測點1，H-H₀=2.25 m處設置測點2，H-H₀=10.75 m處設置測點3。規定不同測點a, b (a, b為測點序號)之間的壓降數值為ΔP_ab(kPa)。

圖3壓降測點示意圖

Fig.3Schematic diagrams of pressure drop measuring points

2.3.3 數據分析方法

對測點間壓降數據進行多次測量，采用均值表征測點間壓降，如式(1)所示：

式中，為測點間壓降數值的平均值(kPa)，ΔP_i為測點間壓降數值(kPa)，n為測量次數。

3 結果與討論

3.1　提升管內壓降組成

實驗裝置內的催化劑顆粒在預提升氣體的作用下，由提升管底部開始向上運動，并在噴嘴處和射流氣體充分混合，到達提升管頂部后通過出口快分實現氣體與顆粒的初步分離。大部分催化劑顆粒回到伴床的稀相段，殘余的未被分離的固體顆粒經過旋風分離器經自料腿返回伴床密相段，伴床內的固體顆粒再經由循環斜管返回預提升段，完成循環。提升管內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。但由于提升管內壁較光滑，顆粒相、氣體相與管壁間摩擦壓降可忽略不計。下面對提升管內不同區域的壓降分別進行分析。

3.1.1 提升管預提升段壓降

在預提升段區域內，氣固兩相流動可視為穩態流動過程。預提升段壓降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，為預提升段平均空隙率，L₁₂為預提升段長度(m)，ρ_g為氣體密度(kg/m³)。

3.1.2 提升管進料混合及充分發展段壓降

提升管進料段由于噴嘴射流的引入，其內部氣固流動較為復雜；同時進料混合段與充分發展段間的界限也與其他操作條件密切相關，難以確定適宜的分界點。因此，將進料混合段與充分發展段作為整體考察其壓降特性。

提升管進料混合及充分發展段壓降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尚不存在完善的數學模型，對于建立具有普適性的ΔP_j數學模型仍是行業內工作者們的研究方向。

其中，為進料混合及充分發展段內平均空隙率，L₂₃為進料混合及充分發展段長度(m)。

3.1.3 提升管總壓降

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

3.2　不同射流形式提升管內的壓降特性

分別改變預提升氣速、噴嘴射流速度和顆粒循環強度，測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不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降及管內各部分壓降的影響。

3.2.1 射流速度的影響

在預提升氣速為3.5 m/s，顆粒循環強度為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總壓降略有增加，而射流與顆粒流逆流接觸提升管內總壓降則增大較為明顯。當射流速度從41.8 m/s提高到78.5 m/s時，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對射流與顆粒流逆流接觸提升管內的總壓降產生更為顯著的影響。

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

為研究射流速度對提升管內各部分壓降的影響，在預提升氣速為3.5 m/s，顆粒循環強度G_s為65 kg/(m²·s)的操作條件下，測量預提升段、進料混合及充分發展段在不同預提升氣速下的壓降ΔP₁₂, ΔP₂₃，其變化趨勢如圖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各部分壓降呈現不同的變化規律。

圖5射流速度對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，由于在該類提升管內噴嘴射流向上傾斜，射流對提升管內壓降的作用主要體現在進料噴嘴截面以上區域。在預提升段，對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，其下游預提升段的平均空隙率不會發生顯著改變，由式(2)可知，預提升段壓降ΔP₁₂不發生顯著變化。在進料混合及充分發展區內，ΔP₂₃幾乎不隨射流速度的增加而發生改變。在該區域內，噴嘴射流引起的壓降ΔP_j的組成較為復雜，按照對壓降作用的差異可分為兩個部分：首先，向上傾斜的高速射流對提升管內向上運動的多相流起到了一定的加速作用，從而使該區域內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程中，邊壁處的原料射流更容易向提升管中心區匯聚，且與預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域出現瞬時固含率為零的現象，導致對向上運動的多相流體的阻礙作用逐漸增大。兩種相反作用的結果導致隨著射流速度增加，ΔP₂₃卻并不發生明顯變化。

在射流與顆粒流逆流接觸提升管內，向下傾斜的射流對提升管內各部分壓降的影響相對明顯。在預提升段內，隨著射流速度的增大，ΔP₁₂先略微增大后幾乎不變。噴嘴射流在進料噴嘴截面以下附近區域的阻礙作用隨著射流速度增大而增大，提升管內多相流在到達臨近區域時會發生減速現象，導致預提升段末端的顆粒濃度上升，故ΔP₁₂稍有增大。而在進料混合及充分發展區內，向下傾斜的高速射流與提升管內多相流發生摩擦、碰撞與混合，隨后共同向上運動。在此過程中，射流速度U_j越高，多相流損失在接觸、混合過程中的能量越多，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料段中心^[25]，并在該區域獲得更高的加速度，上述兩種現象將導致ΔP_j顯著增大。雖然隨著射流速度U_j的增大，該區域內顆粒濃度將減小，ΔP_p2和ΔP_g2也將有所減小，但遠不能補償在射流與多相流混合過程中引起的壓降。因此，隨著射流速度U_j增大，進料混合及充分發展段內壓降ΔP₂₃呈現增大的趨勢。

綜合來看，隨著射流速度增大，射流與顆粒流并流接觸提升管內預提升段壓降幾乎保持不變，進料混合及充分發展段壓降也僅發生小幅度變化，導致總壓降變化不大；而在射流與顆粒流逆流接觸提升管內，進料混合及充分發展段壓降顯著增加，導致總壓降也隨之增大。

3.2.2 預提升氣速的影響

在噴嘴射流速度U_j為41.8 m/s，顆粒循環強度G_s為65 kg/(m²·s)時，不同射流與顆粒流接觸方式提升管總壓降隨預提升氣速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減小的趨勢。當預提升氣速從2.4 m/s提高到4.1 m/s時，兩種方式的總壓降的差距保持在20.25%~23.05%，表明預提升氣速增加對不同射流與顆粒流接觸方式下提升管內總壓降均產生一定的影響。

圖6預提升氣速對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，顆粒循環強度G_s為65 kg/(m²·s)的操作條件下，測量預提升段、進料混合及充分發展段在不同預提升氣速下的壓降ΔP₁₂和ΔP₂₃的變化趨勢如圖7所示，當U_r由2.4 m/s增至3.5 m/s時，射流與顆粒流并流接觸提升管內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ΔP₁₂降低35.48%，ΔP₂₃降低了11.06%；當U_r由3.5 m/s增至4.1 m/s時，射流與顆粒流并流接觸提升管內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ΔP₁₂降低9.82%，ΔP₂₃降低了6.72%。

圖7預提升氣速對提升管內各部分壓降的影響

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預提升段、進料混合及充分發展段壓降均大于射流與顆粒流并流接觸提升管內同區域壓降，且隨著預提升氣速增大，不同射流與顆粒流接觸方式提升管內各部分的壓降均降低。隨著預提升氣速增加，預提升氣體對提升管底部顆粒的曳力作用明顯增加，使得該區域乃至整個提升管內部的顆粒濃度有所下降，提升管內平均空隙率有所上升，由式(3)和(6)可知，提升管內顆粒相重位壓降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隨著預提升氣速增加而增加，但提升管內總壓降及各部分壓降仍呈現下降的趨勢，說明提升管總壓降的組成中顆粒相重位壓降ΔP_p起主導作用。由圖還可看出，隨著預提升氣速增大，不同射流與顆粒流接觸方式提升管內壓降降低的趨勢均有所減緩，造成這種現象的原因可能是：隨著預提升氣速不斷增大，提升管內顆粒濃度下降的趨勢逐漸減緩，且射流對多相流的阻礙作用仍然存在，最終導致了上述現象的產生。

可見，預提升氣速的改變會引起整個提升管內壓降的變化，而并非其中的某個區域；隨著預提升氣速的增大，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，且趨勢逐漸放緩。

3.2.3 顆粒循環強度的影響

在預提升氣速為3.5 m/s，射流速度為41.8 m/s時，測量不同射流與顆粒流接觸方式提升管內總壓降在不同顆粒循環強度下的數值，如圖8所示。由圖可知，隨著顆粒循環強度的增大，射流與顆粒流逆流、并流接觸提升管內的總壓降皆呈現勻速增大的趨勢，且二者間差距由19.49%縮減至14.82%。

圖8顆粒循環強度對提升管內總壓降的影響Fig.8Influence of solid flux on total pressure drop of riser

在預提升氣速為3.5 m/s，射流速度為41.8 m/s的條件下，測量不同顆粒循環強度下預提升段、進料混合及充分發展段的壓降ΔP₁₂和ΔP₂₃，其變化趨勢見圖9。在兩種射流與顆粒流接觸方式的提升管內，隨著顆粒循環強度增大，多相流夾帶上行的固體顆粒增加，提升管內顆粒濃度呈上升趨勢，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；且多相流損失在預提升段加速過程中的能量增加， ΔP_ac,p和ΔP_ac,g增大。由此導致提升管內各部分壓降均隨之增大，且都保持穩定的增長趨勢。上述現象在一定程度上說明，當預提升氣速和射流速度保持不變時，隨著顆粒循環強度增大，不同形式射流對提升管內壓降的影響基本保持穩定，不會對壓降的變化趨勢產生較為顯著的影響。

圖9顆粒循環強度對提升管內各部分壓降的影響

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

可見，顆粒循環強度的改變同樣會造成提升管內整體壓降發生變化，而并非單獨影響其中某個區域；增加顆粒循環強度，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線性增大的趨勢。

3.3　不同射流形式提升管內進料混合及充分發展段壓降的經驗關聯

上述實驗結果表明，提升管進料混合及充分發展段是受到射流影響最為明顯的區域，傳統不受射流影響的提升管壓降計算模型并不能較好地反映提升管內該區域壓降的實際情況。不同射流與顆粒流接觸方式提升管進料混合及充分發展區壓降ΔP_md(Pa)主要與提升管內徑D_d(m)、顆粒密度ρ_p(kg/m³)、顆粒速度U_p(m/s)、動力黏度μ(N·s/m²)、重力加速度g(m/s²)、表觀氣速U_f(m/s)、預提升相與射流相流量比K、射流速度U_j(m/s)、預提升氣速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。其中顆粒速度U_p受多種因素影響，因此用顆粒循環強度G_s[kg/(m²·s)]代替；預提升相與射流相流量比K可由U_r,U_j,S_j,S_r表示。參考傳統提升管內壓降計算模型^[18,27]，并結合因次分析方法，ΔP_md的函數形式可表示為

將各參數無量綱化得到如下表達式：

式中，a₁~a₄均為待定系數，為表觀顆粒雷諾數，為表觀氣體雷諾數，為表觀弗魯德數，為預提升相與射流相流量比。

對實驗數據進行擬合，可得：

當射流與顆粒流并流接觸時，

當射流與顆粒流逆流接觸時，

不同射流形式提升管內的進料混合及充分發展區壓降ΔP_md模型計算值與實驗值如圖10所示，其中在射流與顆粒流并流接觸時，計算值與實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，計算值與實際值的最大誤差范圍為-10.35%~21.85%。可見在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，計算值與實驗值吻合較好，誤差基本保持在±10%以內，結果可為工程設計提供參考。

圖10提升管進料混合及充分發展段壓降計算值與實際值的對比

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

4 結 論

利用大型冷模實驗，對比了不同原料射流形式提升管內的總壓降及各部分壓降，考察了操作條件的影響，得出如下結論：

(1) 在上述操作條件范圍內，射流與顆粒流逆流接觸提升管內總壓降總體大于射流與顆粒流并流接觸提升管內總壓降，條件相同時，逆流接觸相比于并流接觸總壓降的增加比例平均為15%~20%；其中進料混合及充分發展區受射流影響較為明顯，導致該區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，增大預提升氣速將導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強度增加而增大；隨著射流速度增大，射流與顆粒流并流接觸提升管內預提升段壓降幾乎不受影響，進料混合及充分發展段則產生小幅度變化，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預提升段壓降小幅增大，進料混合及充分發展段壓降、提升管總壓降都將顯著增大。

(3) 在射流速度一定時，隨著預提升氣速、顆粒循環強度的增大，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，且有小幅減小的趨勢；而單獨增大射流速度，則會引起二者差距的急劇增大，最大可達59.41%。因此，射流與顆粒流逆流接觸提升管在運行時射流速度不宜過大，應保持在41.8~64.2 m/s范圍較為合適，且適當提高預提升氣速、增加顆粒循環強度均有利于減輕逆向射流對總壓降的不利影響。

(4) 不同射流與顆粒流接觸方式提升管內進料混合及充分發展段壓降主要與提升管內徑、顆粒密度、顆粒速度、動力黏度、重力加速度、射流速度、預提升氣速、預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，根據實驗結果建立了兩種射流與顆粒流接觸方式提升管內進料混合及充分發展段壓降的經驗模型，計算值與實驗值吻合較好。

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. 原料射流對提升管內壓降特性的影響. 過程工程學報, 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.)

作者簡介：鄭志航，碩士研究生，化學工程專業，E-mail: 2680197495@qq.com

作者簡介：閆子涵，副教授，主要研究方向為多相流反應器開發、流態化技術、多相流傳遞與分離，E-mail: yanzihan2007@163.com

基金信息：國家自然科學基金資助項目(編號：21908244)；國家重點研發計劃資助項目(編號：2021YFA1501304)

中圖分類號：TE624.41

文章編號：1009-606X(2023)04-0534-10

文獻標識碼：A

收稿日期：2022-06-15

修回日期：2022-07-20

出版日期：2023-04-28

網刊發布日期：2023-05-05

END

關鍵詞