劉對平，董芳芳，王蒙，魏慶，張永民

（中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，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（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102249）

顆粒性質對流化床內氣固流動特性具有重要的影響，不同顆粒床層內氣固流動特性的不同也將引起床層中內構件受力特性的變化。采用在測試擋板表面粘貼應變計的方法，系統(tǒng)對比測量了一個斜片擋板在 FCC顆粒（Geldart A）和石英砂顆粒（Geldart B）兩種流化床內受力特性的差異，并系統(tǒng)比較了操作參數變化時擋板在兩種顆粒床層中受力特性變化規(guī)律的差異。結果表明，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度隨安裝高度增大呈現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，擋板所受載荷強度在兩種顆粒流化床中均隨著擋板傾角增大呈現急劇下降的趨勢，而當θ =0°～75°時，B類顆粒床層中擋板所受載荷強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

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

目前，國內外關于內構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對圓盤受力大小的影響，得到了一個能夠預測水平圓盤平均受力大小的量綱1關聯式。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過時小球的受力信號，研究了單個氣泡與小球作用的受力機理，結果表明，當氣泡尾部接觸到小球時，小球的受力達到最大。之后，Kennedy等［8-9］對流化床內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、圓管間距等方面進一步考察了水平圓管在流化床內的受力規(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，并利用高速攝像機拍攝的氣泡的上升過程，分析了單個氣泡及兩個聚并氣泡與水平圓管作用的過程，詳細闡述了水平圓管的受力機理，該機理與 Tamarin等［7］得到的氣泡與小球的作用機理相類似。Levy等［15-16］利用相同的方法，研究了單個氣泡及兩個聚并氣泡與圓管作用時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，內構件的受力與床層內顆粒和氣泡的流動行為有著密切的關系，而不同顆粒類型床層中氣固流動特性差異巨大，必然造成內構件受力特性規(guī)律的不同。上文提到的前期文獻研究大多是在Geldart B類顆粒中，系統(tǒng)對比顆粒類型對內構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道外，至今對于工業(yè)中廣泛應用的斜片擋板內構件受力特性的報道還基本沒有。本研究的目的是通過實驗系統(tǒng)比較兩端固定的斜片擋板內構件在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性。

1　實　驗

1.1實驗裝置

圖1　冷模實驗裝置簡圖Fig.1　Schematic of experimental unit

實驗在一套方形橫截面的大型冷模流化床裝置中進行，裝置結構如圖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%。床內流化氣體由一臺羅茨鼓風機提供，來自鼓風機的空氣首先進入氣體緩沖罐，再經管路輸送至分布板下方的預分配腔，氣體管路上安裝有調節(jié)閥和數字渦輪流量計來調控氣體的流量。進入預分配腔的氣體經預混合后經過多孔板分布器均勻分配至床層，為防止細顆粒漏入預分配腔，在多孔板上方加有一層濾網。此外，由于氣速較高時，床層內部分顆粒會被氣體攜帶出床層，為保證實驗過程中床層內顆粒藏量和粒徑分布的一致性，在床層頂部設置有兩級PV型旋風分離器來回收這部分顆粒，并及時將其返回到床層密相段。兩級旋風分離器的總捕集效率達到99.99%以上，能夠保證實驗過程中床層內顆粒藏量和粒徑分布基本不變。旋風分離器未能捕集的細顆粒由一個濾袋回收，并定期返回至床層中。

實驗中靜床高度為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見表1。

表1　兩種顆粒的基本物性參數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)應用的很多旨在強化氣固接觸的擋板內構件都是由斜片擋板作為基本組成單元，因此，設計了如圖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。前期實驗表明，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個螺紋孔，可以15°間隔實現測試擋板傾斜角度的調節(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個參數變化的情況下擋板內構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7個氣速檔；安裝高度方面，在床層中心線上設置有5個安裝位置，分別距底部分布器為100、300、500、700、900 mm；傾斜角度方面，擋板傾斜角度調節(jié)范圍為0°～90°，間隔15°調整。在此，傾斜角度定義為擋板表面與水平面之間的夾角。

本實驗采用粘貼應變計的方法來測量擋板長度方向所受的張應力大小，擋板表面沿長度方向共粘貼有9個應變計，如圖2所示，其中1個布置在擋板中間位置，其余8個應變計以擋板中心線對稱分布，分別距離擋板中心線35、70、105、140 mm。應變計引線端經引線孔引出后接入動態(tài)應力應變采集系統(tǒng)，應力信號經A/D轉換后輸入計算機進行顯示、記錄和輸出。應變計為日本Kyowa公司生產的KFG-5-120-C1-11型箔式電阻應變計，應變計大小為5 mm×3 mm，靈敏度系數為2.09（±1.0%）。應力應變采集系統(tǒng)為江蘇東華測試的DH5921動態(tài)應力應變測試分析系統(tǒng)，其采樣頻率最大能達到 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，本實驗中應力信號的采樣頻率選用1000 Hz，采樣時間為120 s。

1.3數據的分析方法

在流化床中，擋板的受力信號主要來源于氣泡的作用，通常表現為一系列脈沖信號。但是，在實際流化床中，由于與擋板作用的氣泡個數較多，這些脈沖信號往往疊加在一起，很難單獨區(qū)分，因此很難確定脈沖的頻率和幅值。鑒于流化床擋板內構件的結構設計中（尤其是在疲勞壽命分析中）最為關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，因為這些峰值較大載荷的作用會對內構件的破壞起到主導作用。因此，如圖3所示，通過在張應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力脈沖信號的所有峰值，對得到的峰值載荷進行概率密度分布分析。這里，根據對不同操作參數下擋板受到的張應力脈沖信號的特征分析，臨界值確定為張應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力載荷中有正值也有負值，因此，采用張應力脈沖信號的算術平均值來表征擋板在一段時間內受力載荷的強度會出現信號中正負值相抵消的情況，與擋板真實受力載荷會有差別，因此，為了避免這種差別，采用張應力脈沖信號的均方根值來表征擋板在一段時間內受力載荷的強度，之前報道的文獻中也采用過相同的表征方法［8-10］，其中張應力脈沖信號的均方根值計算公式如下

2　實驗結果與討論

2.1擋板張應力分布的對比

圖4對比了兩種顆粒床層中擋板表面的張應力沿長度方向的分布，可以看出，兩種情況下擋板表面測得的最大張應力都出現在最靠近擋板端部的位置。但是，在A類顆粒床層中，擋板中部的張應力大小與端部很接近，而B類顆粒床層中擋板中部的張應力較端部小很多。所以，在擋板的結構設計中，可適當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力不僅和流化床內的流動特性有關系，而且也和擋板內構件自身的結構有關，例如，同樣操作條件下不同厚度的擋板所測得的張應力是不相同的，因此，應該對測量結果進行適當處理，盡可能剔除擋板結構參數的影響，得到反映床層與擋板相互作用的普適性受力特性結果。

圖4　兩種顆粒流化床中擋板表面張應力分布的對比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大小為q的均布載荷，則根據材料力學中兩端固定梁的彎矩方程及應力計算公式［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和實驗測量的最左端測點處的張應力值σ（x=0.01）代入式（3）中，即可求得該應力值下擋板受到的等效均布載荷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構參數無關。而將該值反代入式（3），即可得到該等效均布載荷作用下擋板張應力分布的理論值，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力分布的理論曲線?？梢钥闯?，實驗值和理論值總體分布趨勢吻合較好。但是，兩者在數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力的理論值較實測值偏小一些。在本研究中，測量的張應力結果都采用上述方法等效為對應的均布載荷q來表征擋板受到的載荷強度。

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算方法，可以將測量的張應力脈沖信號的峰值等效為對應的均布載荷 q，這里，都以最左端測點處測量的張應力脈沖信號為基礎進行分析。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力脈沖信號的峰值對應的等效均布載荷的概率密度分布。可以看出，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，q的概率密度分布也呈現很好的集中性。

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，q的概率密度分布曲線很相似。這也說明，擋板傾角從0°調整至 45°后，擋板受到的張應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，采用最左端測點處測量的張應力脈沖信號的均方根值對應的等效均布載荷來表征床層內擋板受到氣固相作用力的強度，同樣，利用2.1節(jié)提出的等效均布載荷計算方法進行計算。圖7中進一步對比了兩種顆粒床層中擋板所受的等效均布載荷強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，床層內氣泡聚并的趨勢增強，床內氣泡平均尺寸變大，從而使氣泡的上升速度增大，尾渦夾帶顆粒增多，最終導致氣泡尾渦夾帶顆粒對擋板的撞擊作用力不斷增強。另一方面，隨著表觀氣速的增加，床層內氣泡數量也在增多，使得與擋板作用的氣泡數量同樣增加，這也是造成擋板受力載荷增大的另一個原因。此外，相比于A類，B類顆粒床層內氣泡的聚并更加嚴重，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，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。這是因為在該角度下，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，在B類顆粒床層中，擋板的受力載荷在氣速達到0.4 m·s-1后呈現下降的趨勢，且在擋板傾角為 90°時，擋板在該區(qū)域內受力載荷強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)域內氣固相對擋板的作用力有著很大的區(qū)別，而分布器產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度的影響?？梢钥闯觯贏類顆粒床層中，擋板的受力載荷隨安裝高度增大呈現先減小后增大的趨勢，擋板安裝在床層中部位置時整體受力載荷較小，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，達到一定床層高度后，床層內氣泡直徑基本保持不變，床內氣泡小而均勻。因此，擋板受到的載荷強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明顯的增大趨勢?？傊?，在擋板設計過程中，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，對安裝在不同反應器內的斜片擋板內構件做出更加科學合理的設計。

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度的影響。可以看出，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，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明顯的規(guī)律性，但總體來講，傾斜角度在 0°～75°范圍內變化時，擋板受力載荷的大小相差很小，而在 75°～90°范圍內，擋板的受力載荷出現明顯下降。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度的影響并沒有在B類顆粒床層中明顯。因此，對于應用于B類顆粒流化床反應器內的斜片擋板內構件，在不影響內構件性能的條件下，可以考慮通過適當增大斜片的傾斜角度來降低內構件在床層中的受力載荷強度。

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擋板受力載荷強度的經驗關聯式

本研究基于實驗數據及結合文獻中對流化床內水平圓盤受力的量綱1經驗關聯式分析［6］，給出了斜片擋板在自由床內平均受力載荷強度大小的經驗關聯式，對于安裝在流化床內的斜片擋板，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度的函數形式為

將各參數進行量綱1化后可以得到以下形式

根據實驗測量的擋板在兩種顆粒床層中的平均受力載荷強度，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度進行經驗關聯，在A類顆粒床層中，量綱1準數關聯式的表達形式如下

根據本實驗操作條件，上述特征數關聯式（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，特征數關聯式的表達式如下

根據本實驗操作條件，上述特征數關聯式（7）的適用范圍為：Fr=10～163，h/l=0.3～3，θ =0°～90°。

將式（6）、式（7）計算的擋板在兩種床層中受力載荷強度與實驗值進行了比較，如圖10所示?？梢钥闯觯趦煞N床層中，多數情況下，計算值與理論值之間吻合較好，但出現在一些操作條件下，實驗值與理論值會出現較大的偏差情況，且相比較而言，在A類顆粒床層中，經驗關聯式對擋板受力強度預測更準確一些。因此，以上經驗關聯式可以對兩種床層內擋板的受力載荷強度做出一定的估算，供擋板設計參考使用，但是不能直接用于工業(yè)擋板的設計。

3　結　論

（1）在A類顆粒床層中，擋板測量的張應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，相同操作條件下擋板在B類顆粒床層中所受的載荷強度約是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度計算值與實驗值比較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先減小后增大的趨勢。

（5）在θ =0°～75°時，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，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

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.——經驗關聯式計算的擋板受到的等效均布載荷，N·m-2

qexp——實驗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位置處的張應力，MPa

σcv——區(qū)分張應力脈沖信號中峰值載荷的臨界值，MPa

σi——張應力脈沖信號的瞬時值，MPa

σm——張應力脈沖信號的算術平均值，MPa

σRMS——張應力脈沖信號的均方根值，MPa

σs——張應力脈沖信號的標準偏差值，MPa

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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。

聯系人：張永民。第一作者：劉對平（1991—），男，博士研究生。

國家重點基礎研究發(fā)展計劃項目（2012CB215004）；國家自然科學基金項目（21276273）；中國石油大學（北京）科研基金項目（2462015YQ0312）。