不同顆粒流化床層中擋板受力特性對比

劉對平，董芳芳，王蒙，魏慶，張永民

（中國石油大學(xué)（北京）重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249）

不同顆粒流化床層中擋板受力特性對比

劉對平，董芳芳，王蒙，魏慶，張永民

（中國石油大學(xué)（北京）重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249）

顆粒性質(zhì)對流化床內(nèi)氣固流動特性具有重要的影響，不同顆粒床層內(nèi)氣固流動特性的不同也將引起床層中內(nèi)構(gòu)件受力特性的變化。采用在測試擋板表面粘貼應(yīng)變計(jì)的方法，系統(tǒng)對比測量了一個(gè)斜片擋板在 FCC顆粒（Geldart A）和石英砂顆粒（Geldart B）兩種流化床內(nèi)受力特性的差異，并系統(tǒng)比較了操作參數(shù)變化時(shí)擋板在兩種顆粒床層中受力特性變化規(guī)律的差異。結(jié)果表明，在相同的操作條件下，擋板在B類顆粒床層中受力載荷的均方根值大小約是A類顆粒床層中的2～3倍；除擋板安裝在靠近分布器位置外，總體來講，在兩種顆粒的床層中，擋板所受載荷強(qiáng)度都隨表觀氣速的增大而增大。但是，在兩種顆粒床層中，擋板安裝高度變化對擋板受力特性影響差異較大，在B類顆粒床層中所受載荷強(qiáng)度隨著安裝高度增大而增大，而在A類顆粒床層中所受載荷強(qiáng)度隨安裝高度增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。此外，擋板傾角度θ 在 75°～90°之間變化時(shí)，擋板所受載荷強(qiáng)度在兩種顆粒流化床中均隨著擋板傾角增大呈現(xiàn)急劇下降的趨勢，而當(dāng)θ =0°～75°時(shí)，B類顆粒床層中擋板所受載荷強(qiáng)度隨擋板傾角增大略有下降，而A類顆粒床層中擋板所受載荷強(qiáng)度變化并不十分明顯。

擋板；流化床；受力；顆粒；影響

引　言

流化床反應(yīng)器高效的傳熱傳質(zhì)特性使其在石油化工、冶金、燃燒、生化等重要工業(yè)生產(chǎn)領(lǐng)域有著十分廣泛的應(yīng)用［1］。為了改善流化床內(nèi)氣固接觸效果和強(qiáng)化反應(yīng)器性能，常通過添加內(nèi)構(gòu)件來提升反應(yīng)器性能［2-5］，其中以斜片擋板為基本結(jié)構(gòu)單元的各類內(nèi)構(gòu)件應(yīng)用最為廣泛。在眾多工業(yè)生產(chǎn)過程中，工業(yè)裝置往往要求在較長檢修周期下安全運(yùn)行，對設(shè)備的可靠性要求十分苛刻。由于流化床反應(yīng)器內(nèi)復(fù)雜的氣固兩相流動，使得設(shè)置在反應(yīng)器中的內(nèi)構(gòu)件會受到氣固相持續(xù)的沖擊作用力，該力可能導(dǎo)致內(nèi)構(gòu)件及其支撐結(jié)構(gòu)的振動甚至疲勞破壞。因此，了解不同形式的內(nèi)構(gòu)件在不同操作條件下的受力特性規(guī)律，對內(nèi)構(gòu)件的科學(xué)設(shè)計(jì)和可靠性提高有著重要的意義。

目前，國內(nèi)外關(guān)于內(nèi)構(gòu)件受力方面的研究工作還相對較少。Baskakov等［6］較早研究了浸沒在氣固流化床中的水平圓盤的受力特性，通過考察顆粒類型、圓盤大小、圓盤安裝高度等參數(shù)對圓盤受力大小的影響，得到了一個(gè)能夠預(yù)測水平圓盤平均受力大小的量綱1關(guān)聯(lián)式。Tamarin等［7］將一直徑為5.5 mm的塑料小球安裝在二維流化中，通過拍攝的氣泡上升的過程和同步采集氣泡經(jīng)過時(shí)小球的受力信號，研究了單個(gè)氣泡與小球作用的受力機(jī)理，結(jié)果表明，當(dāng)氣泡尾部接觸到小球時(shí)，小球的受力達(dá)到最大。之后，Kennedy等［8-9］對流化床內(nèi)水平換熱圓管受力特性展開了研究，考察了操作氣速、圓管排列方式及圓管長度等因素對圓管受力大小的影響。Hosny等［10-11］和 Nagahashi等［12-13］又從圓管直徑、顆粒類型、靜床高度、圓管間距等方面進(jìn)一步考察了水平圓管在流化床內(nèi)的受力規(guī)律。此外，Nagahashi等［14］利用在起始流化狀態(tài)下注入氣泡的方法，通過采集圓管的受力信號，并利用高速攝像機(jī)拍攝的氣泡的上升過程，分析了單個(gè)氣泡及兩個(gè)聚并氣泡與水平圓管作用的過程，詳細(xì)闡述了水平圓管的受力機(jī)理，該機(jī)理與 Tamarin等［7］得到的氣泡與小球的作用機(jī)理相類似。Levy等［15-16］利用相同的方法，研究了單個(gè)氣泡及兩個(gè)聚并氣泡與圓管作用時(shí)圓管受力信號特征的差異，并提出了一種區(qū)分這兩種類型氣泡作用的方法。

上述研究表明，內(nèi)構(gòu)件的受力與床層內(nèi)顆粒和氣泡的流動行為有著密切的關(guān)系，而不同顆粒類型床層中氣固流動特性差異巨大，必然造成內(nèi)構(gòu)件受力特性規(guī)律的不同。上文提到的前期文獻(xiàn)研究大多是在Geldart B類顆粒中，系統(tǒng)對比顆粒類型對內(nèi)構(gòu)件受力特性影響的研究較少［8-11］。另一方面，除本課題組［17］前期一篇對 A類顆粒流化床中懸臂斜片擋板受力特性的報(bào)道外，至今對于工業(yè)中廣泛應(yīng)用的斜片擋板內(nèi)構(gòu)件受力特性的報(bào)道還基本沒有。本研究的目的是通過實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)比較兩端固定的斜片擋板內(nèi)構(gòu)件在Geldart A類和B類兩種不同顆粒類型流化床中受力特性的差異和相關(guān)性。

1　實(shí)　驗(yàn)

1.1實(shí)驗(yàn)裝置

圖1　冷模實(shí)驗(yàn)裝置簡圖Fig.1　Schematic of experimental unit

實(shí)驗(yàn)在一套方形橫截面的大型冷模流化床裝置中進(jìn)行，裝置結(jié)構(gòu)如圖1所示，橫截面積為300 mm×300 mm，床高5 m。底部采用多孔板式氣體分器，開孔率為0.64%。床內(nèi)流化氣體由一臺羅茨鼓風(fēng)機(jī)提供，來自鼓風(fēng)機(jī)的空氣首先進(jìn)入氣體緩沖罐，再經(jīng)管路輸送至分布板下方的預(yù)分配腔，氣體管路上安裝有調(diào)節(jié)閥和數(shù)字渦輪流量計(jì)來調(diào)控氣體的流量。進(jìn)入預(yù)分配腔的氣體經(jīng)預(yù)混合后經(jīng)過多孔板分布器均勻分配至床層，為防止細(xì)顆粒漏入預(yù)分配腔，在多孔板上方加有一層濾網(wǎng)。此外，由于氣速較高時(shí)，床層內(nèi)部分顆粒會被氣體攜帶出床層，為保證實(shí)驗(yàn)過程中床層內(nèi)顆粒藏量和粒徑分布的一致性，在床層頂部設(shè)置有兩級PV型旋風(fēng)分離器來回收這部分顆粒，并及時(shí)將其返回到床層密相段。兩級旋風(fēng)分離器的總捕集效率達(dá)到99.99%以上，能夠保證實(shí)驗(yàn)過程中床層內(nèi)顆粒藏量和粒徑分布基本不變。旋風(fēng)分離器未能捕集的細(xì)顆粒由一個(gè)濾袋回收，并定期返回至床層中。

實(shí)驗(yàn)中靜床高度為1 m，且始終保持不變，采用的顆粒為 FCC平衡催化劑和石英砂兩種類型顆粒，分別屬于典型的Geldart A和Geldart B類顆粒，兩種顆粒的基本物性參數(shù)見表1。

表1　兩種顆粒的基本物性參數(shù)Table 1　M ajor properties of em p loyed two types of particles

1.2測試擋板及受力特性測量方法

考慮到目前工業(yè)應(yīng)用的很多旨在強(qiáng)化氣固接觸的擋板內(nèi)構(gòu)件都是由斜片擋板作為基本組成單元，因此，設(shè)計(jì)了如圖2所示的測試擋板，該測試擋板由兩部分組成，中間斜片用于受力信號的測量，其尺寸為300 mm×50 mm。前期實(shí)驗(yàn)表明，在兩種顆粒床層中擋板受力大小差別較大，為了保證測試信號的精度，在FCC顆粒床層中，測試擋板厚度選用 2 mm，而在石英砂顆粒床層中，測試擋板厚度選用3 mm，材料都為304不銹鋼。兩端的圓盤用于將測試擋板兩端固定在床層壁面上，且圓盤上開有24個(gè)螺紋孔，可以15°間隔實(shí)現(xiàn)測試擋板傾斜角度的調(diào)節(jié)。

圖2　測試擋板示意圖Fig.2　Schematic of tested slat

在本研究中，主要考察表觀氣速、擋板安裝高度及擋板傾斜角度3個(gè)參數(shù)變化的情況下?lián)醢鍍?nèi)構(gòu)件在兩種不同顆粒類型床層中受力特性變化規(guī)律的差異性。兼顧工業(yè)裝置的氣速操作范圍及該裝置的具體情況，操作氣速范圍為0.2～0.8 m·s-1，共設(shè)7個(gè)氣速檔；安裝高度方面，在床層中心線上設(shè)置有5個(gè)安裝位置，分別距底部分布器為100、300、500、700、900 mm；傾斜角度方面，擋板傾斜角度調(diào)節(jié)范圍為0°～90°，間隔15°調(diào)整。在此，傾斜角度定義為擋板表面與水平面之間的夾角。

本實(shí)驗(yàn)采用粘貼應(yīng)變計(jì)的方法來測量擋板長度方向所受的張應(yīng)力大小，擋板表面沿長度方向共粘貼有9個(gè)應(yīng)變計(jì)，如圖2所示，其中1個(gè)布置在擋板中間位置，其余8個(gè)應(yīng)變計(jì)以擋板中心線對稱分布，分別距離擋板中心線35、70、105、140 mm。應(yīng)變計(jì)引線端經(jīng)引線孔引出后接入動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變采集系統(tǒng)，應(yīng)力信號經(jīng)A/D轉(zhuǎn)換后輸入計(jì)算機(jī)進(jìn)行顯示、記錄和輸出。應(yīng)變計(jì)為日本Kyowa公司生產(chǎn)的KFG-5-120-C1-11型箔式電阻應(yīng)變計(jì)，應(yīng)變計(jì)大小為5 mm×3 mm，靈敏度系數(shù)為2.09（±1.0%）。應(yīng)力應(yīng)變采集系統(tǒng)為江蘇東華測試的DH5921動態(tài)應(yīng)力應(yīng)變測試分析系統(tǒng)，其采樣頻率最大能達(dá)到 20 kHz，系統(tǒng)示值誤差不大于0.5%。為保證足夠高的采樣精度，本實(shí)驗(yàn)中應(yīng)力信號的采樣頻率選用1000 Hz，采樣時(shí)間為120 s。

1.3數(shù)據(jù)的分析方法

在流化床中，擋板的受力信號主要來源于氣泡的作用，通常表現(xiàn)為一系列脈沖信號。但是，在實(shí)際流化床中，由于與擋板作用的氣泡個(gè)數(shù)較多，這些脈沖信號往往疊加在一起，很難單獨(dú)區(qū)分，因此很難確定脈沖的頻率和幅值。鑒于流化床擋板內(nèi)構(gòu)件的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中（尤其是在疲勞壽命分析中）最為關(guān)注的是載荷譜中峰值較大的載荷［18］，而并非所有的載荷信號，因?yàn)檫@些峰值較大載荷的作用會對內(nèi)構(gòu)件的破壞起到主導(dǎo)作用。因此，如圖3所示，通過在張應(yīng)力脈沖信號上劃定一臨界值來區(qū)分這些峰值較大的載荷，并利用Matlab軟件編程求取該臨界值之上的張應(yīng)力脈沖信號的所有峰值，對得到的峰值載荷進(jìn)行概率密度分布分析。這里，根據(jù)對不同操作參數(shù)下?lián)醢迨艿降膹垜?yīng)力脈沖信號的特征分析，臨界值確定為張應(yīng)力脈沖信號的平均值與偏差的一半之和，即

圖3　區(qū)分張應(yīng)力脈沖信號中峰值載荷的方法Fig.3　Method of distinguishing tensile stress pulses w ith high peak values

此外，考慮到擋板受到的應(yīng)力載荷中有正值也有負(fù)值，因此，采用張應(yīng)力脈沖信號的算術(shù)平均值來表征擋板在一段時(shí)間內(nèi)受力載荷的強(qiáng)度會出現(xiàn)信號中正負(fù)值相抵消的情況，與擋板真實(shí)受力載荷會有差別，因此，為了避免這種差別，采用張應(yīng)力脈沖信號的均方根值來表征擋板在一段時(shí)間內(nèi)受力載荷的強(qiáng)度，之前報(bào)道的文獻(xiàn)中也采用過相同的表征方法［8-10］，其中張應(yīng)力脈沖信號的均方根值計(jì)算公式如下

2　實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1擋板張應(yīng)力分布的對比

圖4對比了兩種顆粒床層中擋板表面的張應(yīng)力沿長度方向的分布，可以看出，兩種情況下?lián)醢灞砻鏈y得的最大張應(yīng)力都出現(xiàn)在最靠近擋板端部的位置。但是，在A類顆粒床層中，擋板中部的張應(yīng)力大小與端部很接近，而B類顆粒床層中擋板中部的張應(yīng)力較端部小很多。所以，在擋板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，可適當(dāng)增加擋板端部位置的厚度來提高擋板整體的可靠性。

此外，本研究中測量得到的張應(yīng)力不僅和流化床內(nèi)的流動特性有關(guān)系，而且也和擋板內(nèi)構(gòu)件自身的結(jié)構(gòu)有關(guān)，例如，同樣操作條件下不同厚度的擋板所測得的張應(yīng)力是不相同的，因此，應(yīng)該對測量結(jié)果進(jìn)行適當(dāng)處理，盡可能剔除擋板結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，得到反映床層與擋板相互作用的普適性受力特性結(jié)果。

圖4　兩種顆粒流化床中擋板表面張應(yīng)力分布的對比Fig.4　Comparison of measured profiles of tensile stress in tested slat in two fluidized beds

如圖5所示，對于一個(gè)長L、寬a、厚b的兩端固定的矩形截面梁，如果梁表面受到一個(gè)大小為q的均布載荷，則根據(jù)材料力學(xué)中兩端固定梁的彎矩方程及應(yīng)力計(jì)算公式［19］，可求得矩形梁表面上沿長度方向距離A端x位置處的張應(yīng)力為

圖5　兩端固定梁彎矩示意圖Fig.5　Bending moment diagram of beam fixed at both ends

將 x=0.01 m和實(shí)驗(yàn)測量的最左端測點(diǎn)處的張應(yīng)力值σ（x=0.01）代入式（3）中，即可求得該應(yīng)力值下?lián)醢迨艿降牡刃Ь驾d荷q。

該均布載荷q是擋板表面單位面積上受到載荷作用力的大小，與測試擋板本身的結(jié)構(gòu)參數(shù)無關(guān)。而將該值反代入式（3），即可得到該等效均布載荷作用下?lián)醢鍙垜?yīng)力分布的理論值，圖4也給出了利用這種方法得到的兩種顆粒流化床中擋板張應(yīng)力分布的理論曲線?？梢钥闯?，實(shí)驗(yàn)值和理論值總體分布趨勢吻合較好。但是，兩者在數(shù)值大小方面有所差異，如在A類顆粒床層中，擋板中部位置處張應(yīng)力的理論值較實(shí)測值偏小一些。在本研究中，測量的張應(yīng)力結(jié)果都采用上述方法等效為對應(yīng)的均布載荷q來表征擋板受到的載荷強(qiáng)度。

2.2擋板受力信號峰值概率分布的對比

利用1.2節(jié)給出的張應(yīng)力脈沖信號峰值識別方法以及2.1節(jié)提出的等效均布載荷計(jì)算方法，可以將測量的張應(yīng)力脈沖信號的峰值等效為對應(yīng)的均布載荷 q，這里，都以最左端測點(diǎn)處測量的張應(yīng)力脈沖信號為基礎(chǔ)進(jìn)行分析。圖6給出了不同操作條件下兩種顆粒流化床中測量的張應(yīng)力脈沖信號的峰值對應(yīng)的等效均布載荷的概率密度分布?？梢钥闯?，總體來講，A類顆粒床層中擋板受到的等效均布載荷的概率密度分布更集中，較大載荷出現(xiàn)的概率很小。而相比之下，在B類顆粒床層中，等效均布載荷的分布要更分散一些。

在圖6（a）、（b）反映了表觀氣速對等效均布載荷概率密度分布的影響，可以看出，隨著表觀氣速的增大，在兩種顆粒床層中，q的概率密度分布曲線之間的重合區(qū)域變大，載荷的分布范圍更接近。

圖6　兩種顆粒床層中擋板受到等效均布載荷概率密度分布的對比Fig.6　Comparison of probability density of peak uniform load in two fluidized beds

圖6（c）、（d）反映了擋板安裝高度對等效均布載荷概率密度分布的影響，可以看出，在A類顆粒床層中，不同安裝高度下對應(yīng)的q的概率密度分布曲線偏移較大，重疊區(qū)域很小，且在B類顆粒床層中，擋板安裝在靠近分布器的位置時(shí)，q的概率密度分布也呈現(xiàn)很好的集中性。

圖6（e）、（f）反映了擋板傾斜角度對等效均布載荷概率密度分布的影響，對比兩圖可以看出，在兩種顆粒床層中，擋板傾斜角度為0°和45°時(shí)，q的概率密度分布曲線很相似。這也說明，擋板傾角從0°調(diào)整至 45°后，擋板受到的張應(yīng)力脈沖信號的差異并不明顯。

2.3表觀氣速的影響

圖7　兩種顆粒床層中表觀氣速對擋板受力影響的對比Fig.7　Comparison of effects of superficial gas velocity in two fluidized beds

這里，采用最左端測點(diǎn)處測量的張應(yīng)力脈沖信號的均方根值對應(yīng)的等效均布載荷來表征床層內(nèi)擋板受到氣固相作用力的強(qiáng)度，同樣，利用2.1節(jié)提出的等效均布載荷計(jì)算方法進(jìn)行計(jì)算。圖7中進(jìn)一步對比了兩種顆粒床層中擋板所受的等效均布載荷強(qiáng)度隨表觀氣速的變化，總體來講，如圖7（a）所示，在A、B類顆粒床層中擋板的受力載荷都隨表觀氣速的增大而增大，且在B類顆粒床層中擋板的受力載荷隨氣速增大的幅度更大一些，載荷強(qiáng)度約是A類顆粒床層中的 2～3倍。Nagahashi等［14］和 Levy等［15-16］在二維流化床中對換熱圓管的受力機(jī)理研究表明，氣泡尾渦夾帶的顆粒的撞擊是水平圓管在流化床內(nèi)受力的主要原因，與水平圓管受力相類似，浸沒在床層中的斜片擋板同樣也會受到氣泡尾渦夾帶顆粒的撞擊作用力。而隨著表觀氣速的增加，床層內(nèi)氣泡聚并的趨勢增強(qiáng)，床內(nèi)氣泡平均尺寸變大，從而使氣泡的上升速度增大，尾渦夾帶顆粒增多，最終導(dǎo)致氣泡尾渦夾帶顆粒對擋板的撞擊作用力不斷增強(qiáng)。另一方面，隨著表觀氣速的增加，床層內(nèi)氣泡數(shù)量也在增多，使得與擋板作用的氣泡數(shù)量同樣增加，這也是造成擋板受力載荷增大的另一個(gè)原因。此外，相比于A類，B類顆粒床層內(nèi)氣泡的聚并更加嚴(yán)重，氣泡平均直徑較大，上升速度更快，且從表1中可以看出，B類顆粒的顆粒密度也遠(yuǎn)大于A類顆粒，這些因素的綜合作用造成了擋板在B類顆粒床層中受到相對更大的顆粒沖擊作用力。但是，如圖 7（b）所示，在擋板傾角為 90°時(shí)，在兩種顆粒床層中擋板的受力載荷隨表觀氣速增大的幅度很小。這是因?yàn)樵谠摻嵌认?，擋板在垂直方向的受力面積很小，氣泡尾渦夾帶顆粒對擋板的沖擊作用力接近于 0，擋板僅受到了水平方向顆粒的擠壓作用力。

此外，如圖7（c）、（d）所示，擋板安裝在靠近分布器位置時(shí)，在B類顆粒床層中，擋板的受力載荷在氣速達(dá)到0.4 m·s-1后呈現(xiàn)下降的趨勢，且在擋板傾角為 90°時(shí)，擋板在該區(qū)域內(nèi)受力載荷強(qiáng)度相比在床層中部有明顯增大，這與其在A類顆粒床層中的受力變化有很大的不同。這種差異說明，在兩種顆粒床層中，該區(qū)域內(nèi)氣固相對擋板的作用力有著很大的區(qū)別，而分布器產(chǎn)生的不同射流的影響可能是造成這些差異的主要原因。

2.4擋板安裝高度的影響

圖8比較了兩種顆粒床層中擋板安裝高度變化對擋板受到的載荷強(qiáng)度的影響?？梢钥闯?，在A類顆粒床層中，擋板的受力載荷隨安裝高度增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢，擋板安裝在床層中部位置時(shí)整體受力載荷較小，而在靠近料面和分布器位置處的受力載荷較大且很接近。在B類顆粒床層中，除在靠近分布器的位置略有下降外，擋板的受力載荷隨安裝高度的增大接近于線性增加，且在床層料面處擋板的受力載荷是靠近分布器位置的3倍之多。引起這種變化差異的主要原因是在兩種顆粒床層中，沿床層高度方向氣泡尺寸變化的不同，在A類細(xì)顆粒床層中，氣泡上升過程中聚并的趨勢較弱，且乳相黏度小，氣泡最大穩(wěn)定尺寸小，達(dá)到一定床層高度后，床層內(nèi)氣泡直徑基本保持不變，床內(nèi)氣泡小而均勻。因此，擋板受到的載荷強(qiáng)度除在分布板影響區(qū)和料面附近較大外，在床層中部位置變化很小。而在B類粗顆粒床層中，氣泡的聚并嚴(yán)重，氣泡長大很快，且氣泡的最大穩(wěn)定尺寸較大，氣泡平均直徑沿床層高度增加而增大，從而導(dǎo)致氣泡尾渦夾帶顆粒對擋板的作用力隨床層高度增加呈現(xiàn)明顯的增大趨勢?？傊趽醢逶O(shè)計(jì)過程中，一定要考慮這種由顆粒不同引起的擋板受力載荷沿床層高度方向變化規(guī)律的差異，對安裝在不同反應(yīng)器內(nèi)的斜片擋板內(nèi)構(gòu)件做出更加科學(xué)合理的設(shè)計(jì)。

圖8　兩種顆粒床層中擋板安裝高度對擋板受力影響的對比Fig.8　Comparison of effects of installation height in two fluidized beds

2.5傾斜角度的影響

圖9比較了在兩種顆粒床層中擋板傾斜角度變化對擋板受力載荷強(qiáng)度的影響?？梢钥闯?，在B類顆粒床層中，擋板的受力載荷隨傾斜角度的增大而減小，且在傾斜角度為 0°～75°范圍內(nèi)，受力載荷的減小趨勢平緩一些。而在A類顆粒床層中，擋板的受力載荷隨傾斜角度的變化并沒有呈現(xiàn)明顯的規(guī)律性，但總體來講，傾斜角度在 0°～75°范圍內(nèi)變化時(shí)，擋板受力載荷的大小相差很小，而在 75°～90°范圍內(nèi)，擋板的受力載荷出現(xiàn)明顯下降。這些差異也說明，相比之下，在A類顆粒床層中，擋板傾斜角度變化對擋板受力載荷強(qiáng)度的影響并沒有在B類顆粒床層中明顯。因此，對于應(yīng)用于B類顆粒流化床反應(yīng)器內(nèi)的斜片擋板內(nèi)構(gòu)件，在不影響內(nèi)構(gòu)件性能的條件下，可以考慮通過適當(dāng)增大斜片的傾斜角度來降低內(nèi)構(gòu)件在床層中的受力載荷強(qiáng)度。

圖9　兩種顆粒床層中擋板傾斜角度對擋板受力影響的對比Fig.9　Comparison of effects of inclination angle in two fluidized beds

2.6擋板受力載荷強(qiáng)度的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式

本研究基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及結(jié)合文獻(xiàn)中對流化床內(nèi)水平圓盤受力的量綱1經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式分析［6］，給出了斜片擋板在自由床內(nèi)平均受力載荷強(qiáng)度大小的經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，對于安裝在流化床內(nèi)的斜片擋板，擋板的受力大小主要受到以下因素的影響：床層寬度l，表觀氣速uf，顆粒密度ρp，顆粒直徑de，擋板安裝位置距底部分布板距離h，擋板的安裝傾斜角度θ ，重力加速度 g。所以定義擋板平均受力載荷強(qiáng)度的函數(shù)形式為

將各參數(shù)進(jìn)行量綱1化后可以得到以下形式

根據(jù)實(shí)驗(yàn)測量的擋板在兩種顆粒床層中的平均受力載荷強(qiáng)度，利用線性擬合的方法，對擋板在A、B類顆粒床層中平均受力載荷強(qiáng)度進(jìn)行經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)，在A類顆粒床層中，量綱1準(zhǔn)數(shù)關(guān)聯(lián)式的表達(dá)形式如下

根據(jù)本實(shí)驗(yàn)操作條件，上述特征數(shù)關(guān)聯(lián)式（6）適用范圍為：Fr=56～900，h/l=0.3～3，θ =0°～90°。

在B類顆粒床層中，特征數(shù)關(guān)聯(lián)式的表達(dá)式如下

根據(jù)本實(shí)驗(yàn)操作條件，上述特征數(shù)關(guān)聯(lián)式（7）的適用范圍為：Fr=10～163，h/l=0.3～3，θ =0°～90°。

將式（6）、式（7）計(jì)算的擋板在兩種床層中受力載荷強(qiáng)度與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行了比較，如圖10所示?？梢钥闯?，在兩種床層中，多數(shù)情況下，計(jì)算值與理論值之間吻合較好，但出現(xiàn)在一些操作條件下，實(shí)驗(yàn)值與理論值會出現(xiàn)較大的偏差情況，且相比較而言，在A類顆粒床層中，經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式對擋板受力強(qiáng)度預(yù)測更準(zhǔn)確一些。因此，以上經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式可以對兩種床層內(nèi)擋板的受力載荷強(qiáng)度做出一定的估算，供擋板設(shè)計(jì)參考使用，但是不能直接用于工業(yè)擋板的設(shè)計(jì)。

3　結(jié)　論

（1）在A類顆粒床層中，擋板測量的張應(yīng)力脈沖信號中峰值載荷的概率密度分布更集中，而在B類顆粒床層中，擋板測量的張應(yīng)力脈沖信號中峰值載荷的概率密度分布則比較分散。

（2）總體上，相同操作條件下?lián)醢逶贐類顆粒床層中所受的載荷強(qiáng)度約是A類顆粒床層中的2～3倍。

（3）除靠近分布器區(qū)域外，兩種顆粒床層中擋板所受的載荷強(qiáng)度總體上均隨表觀氣速的增大而增大。

圖10　兩種顆粒床層中擋板平均受力載荷強(qiáng)度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值比較Fig.10　Comparison of calculated and measured load densities in two fluidized beds

（4）在兩種顆粒床層中，擋板安裝高度對擋板受力特性的影響差異很大，B類顆粒床層中擋板的受力載荷隨著安裝高度增大而增大，而在A類顆粒床層中擋板的受力載荷隨安裝高度增大呈現(xiàn)先減小后增大的趨勢。

（5）在θ =0°～75°時(shí)，B類顆粒床層中擋板的受力載荷隨擋板傾角增大略有下降，而A類顆粒床層中擋板受力載荷變化不大，但在θ =75°～90°時(shí)，兩種顆粒床層中擋板受力載荷均隨擋板傾角增大急劇下降。

符號說明

a——擋板寬度，mm

b——擋板厚度，mm

Fr——Frendrich數(shù)

h——擋板距底部分布板的距離，mm

L——擋板的長度，mm

l——床層寬度，mm

M——擋板沿長度方向彎矩分布，N·m

q ——擋板表面受到的等效均布載荷，N·m-2

qcal.——經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算的擋板受到的等效均布載荷，N·m-2

qexp——實(shí)驗(yàn)測量的擋板受到的等效均布載荷，N·m-2

uf——表觀氣速，m·s-1

um f——起始流化速度，m·s-1

x ——擋板表面某點(diǎn)距左端A處的距離，m

εm f——起始流化狀態(tài)下的空隙率

θ ——擋板的傾斜角度，（°）

σ（x） ——擋板表面距離左端x位置處的張應(yīng)力，MPa

σcv——區(qū)分張應(yīng)力脈沖信號中峰值載荷的臨界值，MPa

σi——張應(yīng)力脈沖信號的瞬時(shí)值，MPa

σm——張應(yīng)力脈沖信號的算術(shù)平均值，MPa

σRMS——張應(yīng)力脈沖信號的均方根值，MPa

σs——張應(yīng)力脈沖信號的標(biāo)準(zhǔn)偏差值，MPa

References

［1］ KUNII D， LEVENSPIEL O. Industrial Application of Fluidized Beds ［M］// Fluidization Engineering. 2nd ed. USA: Butterworth-Heinmann，a division of Reed Publishing Inc.， 1991: 15-58.

［2］ 吳占松， 馬潤田， 汪展文. 流態(tài)化基礎(chǔ)及應(yīng)用［M］. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版社， 2006: 39-41.

WU Z S， MA R T， WANG Z W.Fluidization Technology Foundation and Application ［M］. Beijing: Chem ical Industry Press，2006: 39-41.

［3］ 陳甘棠， 王樟茂. 流態(tài)化技術(shù)的理論和應(yīng)用［M］. 北京: 中國石化出版社， 1996: 124-134.

CHEN G T， WANG Z M. Theory and Application of Fluidization Technology ［M］. Beijing: China Petrochem ical Press， 1996: 124-134.

［4］ 金涌， 余芷青， 張禮， 等. 流化床脊形內(nèi)構(gòu)件［J］. 石油化工， 1986，15（5）: 269-277.

JIN Y， YU Z Q， ZHANG L， et al. Ridge type internal baffle for fluidized bed reactor ［J］. Petro. Chem. Eng.， 1986， 15（5）: 269-277.

［5］ DUTTA S， SUCIU G D. An experimental study of the effectiveness of baffles and internals in breaking bubbles in fluid beds ［J］. J. Chem. Eng.， 1992， 25（3）: 345-348.

［6］ BASKAKOV A P， M ICHKOVSKII B A. Vertical forces acting on horizontal disks in a fluidized bed ［J］. Journal of Engineering Physics，1974， 27（6）: 1464-1466.

［7］ TAMARIN A I， LIVSHITS Y E， GALERSHITEIN D M， et al. Forces acting on a body in a non-uniform fluidized bed ［J］. Journal of Engineering Physics， 1977， 32（2）: 270-274.

［8］ KENNEDY T C， DONOVAN J E， TRIGAS A. Forces on immersed tubes in fluidized beds ［J］. AIChE J.， 1981， 27（3）: 351-357.

［9］ DONOVAN J E. A study of forces on simulated heat exchange tubes immersed in a cold fluidized bed ［D］. US: Oregon State University，1980.

［10］ HOSNY N M. Forces on tubes immersed in a fluidized bed ［D］. Canada: The University of British Columbia， 1982.

［11］ HOSNY N M， GRACE J R. Transient forces on tubes w ithin an array in a fluidized bed ［J］. AIChE J.， 1984， 30（6）: 974-976.

［12］ NAGAHASHI Y， GRACE J R， LIM K S， et al. Dynam ic force reduction and heat transfer improvement for horizontal tubes in large-particle gas-fluidized beds ［J］. J. Therm. Sci.， 2008， 17（1）: 77-83.

［13］ NAGAHASHI Y， YAMAMOTO D， GRACE J R， et al. Forces on horizontal tubes of non-circular cross-section in fluidized beds ［C］// The 14th International Engineering Conference on Fluidization: From Fundamentals to Products. Netherlands， 2013.

［14］ NAGAHASHI Y， ASAKO Y， LIM K S， et al. Dynam ic forces on a horizontal tube due to passing bubbles in fluidized beds ［J］. Powder Technol.， 1998， 98: 177-182.

［15］ LEVY E K， WAGH M， SETHU H， et al. Pattern recognition analysis of bubbles impacting on tubes ［J］. Powder Technol.， 1992， 70: 175-181.

［16］ LEVY E K， AYALON A， JOHNSON S， et al. Dynam ic loading on a horizontal tube in a bubbling fluidized bed ［C］//Annual Meeting of the America Institute of Chem ical Egineerings: Fluidized Processes: Theory and Practice. USA: Publication of AIChE， 1992: 99-106.

［17］ 王若藝， 劉對平， 李智， 等. 細(xì)顆粒氣固流化床內(nèi)斜片擋板受力特性的實(shí)驗(yàn)研究［J］. 過程工程學(xué)報(bào)， 2015， 15（3）: 375-380.

WANG R Y， LIU D P， LI Z， et al. Experimental study on the force characteristics acting on the slat baffles in fine particles gas-solids fluidized bed ［J］. CJPE Journal， 2015， 15（3）: 375-380.

［18］ 陳傳堯. 疲勞與斷裂［M］. 武漢: 華中科技大學(xué)出版社， 2001: 32-37.

CHEN C Y. Fatigue and Fracture ［M］. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology Press， 2001: 32-37.

［19］ 熊有得. 材料強(qiáng)度力學(xué)［M］. 北京: 科學(xué)技術(shù)出版社， 2009: 290-291.

XIONG Y D. Mechanics of Material Strength ［M］. Beijing: Science Press， 2009: 290-291.

Com parison of force characteristics in two fluidized beds w ith different particles

LIU Duiping， DONG Fangfang， WANG M eng， WEI Qing， ZHANG Yongm in
（State Key Laboratory of Heavy Oil Processing， China University of Petroleum， Beijing 102249， China）

Particle properties have significant effect on gas/solids flow characteristics， which results in significantly different force characteristics exerted in the internals immersed in fluidized beds of different particles. In this study， the dynamic force in a tested slat immersed in fluidized bed was measured by adhering strain gauges on its surface. The force characteristics of the slat were systematically compared in two beds of FCC catalyst particles （Geldart A） and silica sand particles （Geldart B）. The experimental results showed that the RMS load density acting on the slat in the bed of Geldart B particles was about 2—3 times higher than in the bed of Geldart A particles. Except installed near the bottom distributor， the measured load density on the slat increased w ith increasing superficial gas velocity in both beds. However， the effect of the installation height of the slat indicated great difference in the two beds. The measured load density on the slat increased w ith increasing installation height in the bed w ith Geldart B particles， while it decreased firstly and then increased w ith increasing installation height in the Geldart A particles bed. At θ =75ο—90ο， the measured load densities decreased sharply w ith increasing inclination angle in both beds. However， at θ =0ο—75ο， the measured load density decreased slightlyw ith increasing inclination angle in the bed of Geldart B particles， while there was no obvious change in the bed of Geldart A particles.

slat； fluidized bed； force； particle； effect

date: 2016-03-25.

Prof. ZHANG Yongmin， zym0876@gmail. com

supported by the National Basic Research Program of China （2012CB215004）， the National Natural Science Foundation of China （21276273） and the Science Foundation of China University of Petroleum， Beijing （2462015YQ0312）.

TQ 028.8

A

0438—1157（2016）08—3331—09

10.11949/j.issn.0438-1157.20160345

2016-03-25收到初稿，2016-05-13收到修改稿。

聯(lián)系人：張永民。第一作者：劉對平（1991—），男，博士研究生。

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2012CB215004）；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21276273）；中國石油大學(xué)（北京）科研基金項(xiàng)目（2462015YQ0312）。