劉夢溪，范怡平，閆子涵，姚秀穎，盧春喜

（1 中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102249； 2 物質綠色創(chuàng)造與制造海河實驗室，天津 300192）

引 言

氣固流化床反應器在化工、石油化工領域具有廣泛的用途[1-3]，反應器內的相間接觸、傳遞與反應往往對產品的收率與能耗具有舉足輕重的影響。研究表明工業(yè)流化床反應器普遍存在轉化效率低、能耗高、污染嚴重、資源浪費嚴重等問題，對反應器內的介尺度流動結構認識不夠深入是其中的主要原因之一。

氣固流化床中普遍存在氣泡、顆粒聚團等介尺度流動結構，前人對其展開了大量的實驗[4-9]和數值模擬[10-12]研究，獲得了深刻的認識[13-15]。射流也是一種常見的介尺度流動結構，大多存在于提升管進料區(qū)，原料射流與進料區(qū)內氣固兩相的相互作用對反應器的性能具有重要的影響[16-19]。例如，在催化裂化提升管中，原料在進料段內形成多股射流，和底部的催化劑、預提升蒸汽混合物相互作用、相互影響。由于進料段是原料油與催化劑最初始的接觸、反應區(qū)域，因此區(qū)域內油-劑之間的接觸及混合效果將直接影響整個裂化反應的進程[20-22]。研究表明，整個催化裂化反應通常在提升管反應器的進料段附近就已基本完成[19]。

理想的進料段應具有抑制不良流動、有效破碎原料液滴、強化油-劑混合等功能[23-24]，要求實現原料氣與催化劑顆粒濃度的匹配，即原料氣濃度高的地方催化劑濃度也較高，反之亦然。但提升管進料混合段內的實際情況與理想狀況存在較大的差別。范怡平等[25]發(fā)現射流進入催化裂化提升管后，原料油與催化劑顆粒在提升管截面上的濃度分布并不匹配，油、劑混合物也并非以“活塞流”的形式向上運動，在某些區(qū)域存在著較為嚴重的油汽返混，增大了油、劑之間反復接觸的概率，造成嚴重的結焦。

為了提高進料段內的兩相接觸，研究人員展開了大量研究，主要集中在噴嘴結構優(yōu)化和進料段結構優(yōu)化兩個方面。其中噴嘴結構優(yōu)化主要涉及改善噴嘴霧化效果、液滴擴散角度、降低噴嘴壓降等方面[26-29]，而進料段結構優(yōu)化則涉及進料段直徑、內構件及噴嘴安裝方式等領域[30-44]。鄭茂軍等[30-31]提出在噴嘴以上設置縮頸結構、在噴嘴以下設置二次提升氣和軸切向注入三項技術，以減少邊壁處顆粒的滑落并提高中心區(qū)域的顆粒濃度。Maroy等[32]、毛羽等[33]、范怡平等[34-38]提出在進料段設置內構件，可以在一定程度上促進進料段內氣體和催化劑間的接觸和混合效果，但與此同時內構件也為結焦提供了新的附著點，而且還需要克服安裝、磨損等一系列問題。研究者們提出了一些更簡便的優(yōu)化方案，如改變噴嘴的安裝方式和角度等。Marzocchella等[39]研究了對稱布置的水平射流對提升管內氣固兩相分布的影響，并給出了射流流線的示意圖。王洪斌等[40]考察了噴嘴射流角度及速度對提升管內流動的影響，并提出噴嘴射流與軸向的夾角應小于45°。Li 等[41-42]模擬了催化裂化提升管中復雜的氣固流動及反應過程，認為噴嘴出口氣速會顯著影響進料混合段內的氣固流動形態(tài)，而噴嘴的安裝位置對流動及反應的影響不大。Wang 等[43]考察了噴嘴切向安裝和向心對稱安裝方式對提升管內流動行為的影響，發(fā)現向心對稱安裝噴嘴的效果最好。Mauleon等[44]提出將進料噴嘴向下傾斜安裝的方案，認為有助于改善進料段的氣固接觸，但并未給出其中的理論解釋。

范怡平等[45-46]通過實驗發(fā)現，當采用傳統(tǒng)的噴嘴射流傾斜向上進入提升管的方式時，在邊壁處會產生一股伴隨主流的流動，稱為二次流，二次流形成后不斷發(fā)展擴大，最后與主流逐漸匯合。二次流的存在對進料區(qū)的氣固分布會產生顯著的影響。圖1 給出了傳統(tǒng)提升管進料段內原料-催化劑的濃度分布[45]，可以看出在催化劑濃度高的區(qū)域原料的濃度較低，催化劑濃度低的區(qū)域原料的濃度卻較高。這種原料-催化劑濃度的不匹配說明射流、二次流未能和底部的來流很好地耦合在一起，并進一步對反應產生不利影響。例如，Buchanan[47]就發(fā)現油滴的快速汽化與油劑匹配分布密切相關；Mauleon等[48]及Helmsing 等[49]的實驗研究表明，若液相原料油霧化迅速，并快速與催化劑顆?；旌峡梢詼p少初始的生焦并提高輕油的收率；Chen 等[20]、Wang 等[21]研究發(fā)現，傾斜向上的射流進料方式，會造成油劑濃度的不匹配，并在邊壁附近形成嚴重的返混，是工業(yè)提升管結焦的主要原因[42,50]。 Fan等[16-17,23-25,42,45-46,50]、Yan 等[51-54]、Chen 等[20,55-56]研究發(fā)現，改變噴嘴入射角度能夠顯著緩解甚至消除兩相濃度不匹配的現象，并大大緩解提升管結焦的傾向。因此，從理論上解釋、預測進料區(qū)內高速射流的流體力學行為及其對三維流場的影響，根據具體工藝特點建立相應的調控、強化策略并將其應用到工業(yè)裝置上，能夠有效提高產品收率和選擇性，降低裝置能耗，減緩或消除反應器內部結焦，因而也具有重要的研究價值。本文對近年來提升管進料區(qū)內射流流動行為及調控的研究進行了回顧，介紹了進料區(qū)內主射流、二次流的形成機理、預測模型，以及相應的調控手段。針對不同的工藝過程，介紹了不同的進料區(qū)流場強化方法、實驗室研究結果和工業(yè)應用結果。

圖1 傳統(tǒng)提升管進料段內原料-催化劑的濃度分布[45]Fig.1 The concentration distributions of the feed and catalyst in a traditional riser feedstock injection zone[45]

1 提升管進料段內介尺度流動結構的理論分析

1.1 進料區(qū)介尺度流動結構的理論分析

如圖2 所示，將提升管分為三個區(qū)域。區(qū)域Ⅰ位于進料噴嘴截面以下，噴嘴射流對該區(qū)域不產生影響。區(qū)域Ⅲ位于噴嘴以上并遠離噴嘴區(qū)域，進入該區(qū)域的氣固相已經充分發(fā)展，且二次流與主流已經匯合完畢。區(qū)域Ⅱ為進料射流與預提升催化劑來流的混合接觸區(qū)域，二次流在該區(qū)域形成并發(fā)展。

圖2 傳統(tǒng)提升管進料段氣固兩相流示意圖Fig.2 Schematic diagram of the gas-solid flow in a traditional riser feedstock injection zone

對于區(qū)域Ⅰ和Ⅲ，氣固兩相流是充分發(fā)展的，沿徑向方向顆粒速度呈現中心高、邊壁低的分布?？紤]進料段內的某個顆粒或多個顆粒組成的顆粒團，其自身沿提升管軸向-徑向的速度梯度會使其產生渦量Ω，進而產生旋渦強度J（并非真正意義上的旋轉，旋渦強度會形成一個“等效的”速度環(huán)量Γ），在受到底部提升氣體來流的作用時，會產生類似于空氣動力學中的Kutta-Joukowski 力現象[16,23]。Kutta-Joukowski 力的基本思想是，當某一物體周圍存在一個速度環(huán)量，若此時另一股來流以相對速度Vs流經該物體，則會產生一個垂直于來流方向的力Fk，力的方向為將來流方向逆環(huán)量旋轉90°。因此，顆粒群就會受到一個垂直于預提升蒸汽速度方向，即水平方向的力Fk的作用。Kutta-Joukowski橫向力的表達式為[16,23]：

假設區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅲ內顆粒徑向速度沿y軸大小不再變化，即式(1)中徑向速度沿軸向的梯度項?Vp,x/?y= 0。由于顆粒速度中心高，邊壁低，軸向速度沿徑向的梯度項?Vp,y/?x< 0。 根據Kutta-Joukowski 力理論，顆粒群會受到一個垂直于預提升氣體速度方向，即水平方向的Kutta-Joukowski 橫向力Fk的作用，Fk的方向指向邊壁，使顆粒傾向于中心向邊壁聚集，進而形成典型的“環(huán)核結構”。

在區(qū)域Ⅱ，聚集于邊壁的催化劑顆粒與進入提升管的噴嘴射流相遇。由于射流流速一般為60～80 m/s，而預提升氣速僅有3～4 m/s，因此催化劑顆粒瞬間被噴嘴射流帶走。根據動量守恒定律，部分射流將動量傳遞給顆粒并使其加速；部分射流未與顆粒接觸，仍保持原動量繼續(xù)運動。由此，噴嘴射流與催化劑顆?；旌辖佑|后，射流內部將產生速度差，未與顆粒接觸的射流主流以入射角α繼續(xù)運動；與顆粒接觸的射流則逐漸脫離主流，以式（2）的角度γ形成“二次流動”[16,23]。

由圖3 可見，邊壁區(qū)域的顆粒群在接觸到噴嘴射流時迅速獲得了最大徑向速度，但此時顆粒群處于邊壁濃相區(qū)，橫向穿過該區(qū)域則需要消耗極大的徑向動量，此時的速度梯度滿足情況(1)，Kutta-Joukowski 力Fk指向提升管中心；在距離邊壁較遠的區(qū)域顆粒群進入稀相區(qū)，重力作用逐漸明顯，軸向速度相比于邊壁處的軸向速度衰減加劇，而徑向速度變化逐漸減小，此時速度梯度滿足情況(2)，Fk指向管壁；在更加接近提升管中心的區(qū)域，顆粒群徑向動量基本消耗殆盡，徑向速度梯度也越來越小，直至小于軸向速度在管截面的梯度，此時速度梯度滿足情況(3)，Fk指向管壁。也就是說，在進料區(qū)內顆粒相將在Kutta-Joukowski 力Fk的作用下，出現先向提升管中心聚集，后向邊壁聚集的趨勢。由于這部分顆粒分離于射流主流，因而被定義為二次流。前人的研究表明，二次流是進料區(qū)內油劑濃度不匹配、提升管內結焦的主要原因[42,50]。

圖3 顆粒群運動過程示意圖Fig.3 Schematic diagram of the particle cluster motion

因此，原料射流在Kutta-Joukowski 力的作用下分為兩部分，一部分是射流主流，另一部分沿邊壁流動形成了二次流。二次流與主流的匯合過程中，攜帶部分催化劑橫向運動，加劇了兩相返混，使得停留時間延長。由圖2 可以看出，這一現象和原料射流斜向上的引入角度α密切相關[16,23,25]。如果將射流改為斜向下引入，則射流與進料區(qū)來流形成逆流接觸。由于提升管內以向上運動為主，受射流作用逆流向下運動的顆粒在軸向上會受到極大的阻礙，同時由于流場內的耗散作用，顆粒徑向速度也會持續(xù)降低，即?Vp,x/?y和?Vp,y/?x均小于零為負梯度。

如圖4 所示，以噴嘴附近某一邊壁顆粒群為研究對象，考察其運動軌跡?？梢钥吹?，顆粒群在向下、向中心運動過程中，由于軸向速度與預提升來流速度方向相反，其軸向動量損失遠大于徑向動量損失，就速度梯度而言，應存在如式（3）的關系：

圖4 噴嘴向下提升管進料段氣固相混合過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of gas-solid mixing in a riser feedstock injection zone with downward injection angle

由Kutta-Joukowski 橫向力定義可以判斷，顆粒群所受Kutta-Joukowski 橫向力指向中心，相應的形成的二次流也變?yōu)橄蛏虾拖蛑行倪\動。二次流產生后將與主流迅速匯合，有助于油劑混合。進而實現油劑均勻、迅速混合，由全混流向平推流迅速過渡的目標[18,20,24,50-51]。

1.2 噴嘴射流主流和二次流的中心線方程

令噴嘴射流出口速度為uj，射流相密度為ρj，由Yan等[51-53]的推導可知，射流主流中心線方程為：

式中，Q= 2bρjU，為考察射流微元段末端截面處射流的質量流率；Qj= 2bρjuj，為噴嘴出口截面處的射流質量流率；F(e)為作用于質點系上的外力主矢。

理想情況下，對于射流主流，預提升來流的動壓和射流卷吸壓力疊加構成合外力主矢∑F(e)。對于射流二次流，由上文分析可知，合外力主矢∑F(e)應由Kutta-Joukowski 力Fk構成。因此，由式(1)和式(4)并考慮單位面積上射流相與顆粒相的混合，可得到二次流中心線方程，變換并積分后可得：

式中

2 工業(yè)提升管進料區(qū)介尺度流動結構的調控與強化

2.1 單層噴嘴進料區(qū)的調控與強化

圖5給出了大型冷態(tài)實驗裝置中測得的提升管進料區(qū)床層密度分布。可以看出采用傳統(tǒng)傾斜向上的進料方式(α=30°)時，主射流與器壁間存在明顯的二次流現象(H=0.375 m)，由前述理論分析可知，二次流方向指向器壁，造成顆粒與部分原料在器壁附近強烈的返混。當采用油劑逆流接觸的進料方式(α=-30°)后，二次流方向變?yōu)橹赶蛑行?，二次流快速和主流混合，大大強化了原?催化劑間的接觸。

圖5 提升管進料區(qū)內的密度分布[52]Fig.5 Bed density distribution in the riser feedstock injection zone with different jet injection schemes[52]

Yan 等[51-53]通過大型冷模實驗考察了不同進料角度，尤其是原料-催化劑逆流接觸的提升管進料段內顆粒速度、顆粒濃度以及噴嘴射流的在不同軸向位置的徑向分布，并定義了匹配指數λm來量化局部區(qū)域原料-催化劑濃度的匹配程度。

匹配指數λm越小則油劑匹配越均勻。圖6給出了λm沿提升管軸向的分布。

由圖6可見，在進料段的大部分區(qū)域內，噴嘴向下傾斜的逆流接觸結構的平均油劑匹配指數均小于傳統(tǒng)結構中的數值，尤其是在油劑初始接觸區(qū)域（傳統(tǒng)結構為H≈0～0.375 m，逆流接觸結構為H≈-0.185～0 m）。這表明油劑逆流接觸將有效提高進料混合段內的油劑匹配程度，從而促進原料油與催化劑間的高效混合、反應。在逆流接觸結構中，當軸向位置超過H=0.7 m 后，λm的數值基本不再變化，表明射流相、預提升相及顆粒相已經充分混合。而在傳統(tǒng)結構中，當H>1.1m 時，截面平均油劑匹配指數的數值才趨于穩(wěn)定?？梢姴捎媚媪鹘佑|進料段結構使油劑接觸、混合得到顯著強化，實現由全混流向活塞流的迅速過渡，且進料段的長度較傳統(tǒng)結構縮短約50%。

圖6 截面平均匹配指數沿軸向的分布[51-53]Fig.6 Axial distribution of cross-sectionally averaged feedstock/catalysts matching index[51-53]

工業(yè)提升管由下到上一般分為顆粒加速區(qū)、充分發(fā)展區(qū)和出口約束區(qū)，為了促進氣固兩相的接觸，噴嘴一般都安裝在提升管的充分發(fā)展區(qū)，即催化劑開始勻速上升，床層密度不隨高度發(fā)生變化的區(qū)域。工業(yè)中一般認為充分發(fā)展段始于預提升段出口3～4 m 的高度。在傳統(tǒng)進料段(α=30°)中，噴嘴射流的影響范圍為-D

圖7 不同安裝角度時床層密度的分布[52]Fig.7 Bed density distribution in the injection zone with different jet angles[52]

射流引入角度的改變還對進料段內顆粒聚團的流動行為產生顯著的影響。Yan 等[57]采用小波分析的方法對進料區(qū)顆粒濃度脈動信號進行了解耦，提出進料區(qū)存在氣相、稀散式顆粒、濃散式顆粒和顆粒聚團四個流動結構，并發(fā)現由傳統(tǒng)進料方式變?yōu)槟媪鹘佑|進料方式后，進料區(qū)出口的氣相、顆粒聚團的分率有了顯著的降低，與此同時濃散式顆粒的分率有了顯著增加。

圖8 提升管進料區(qū)出口不同流動結構的分率[57]Fig.8 Average time fraction of different phases at the exit of the injection zone[57]

針對金陵Ⅱ套重油催化裝置提升管反應器，陳昇等[55-56]進一步考察了提升管內兩相濃度場和溫度場的變化。圖9給出了固相和液滴體積分數以及溫度沿軸向的時均分布，其中傳統(tǒng)進料方式(case-A)采用傾斜向上30°角進料，改進方式(case-C)采用傾斜向下35°角進料?？梢钥闯霾捎脗鹘y(tǒng)方式時，在二次流的影響下催化劑主要聚集在邊壁附近，與原料射流并未形成均勻的接觸，邊壁附近的溫度相對較高，油劑接觸需要的距離也比較大(6.5 m≤H≤10 m)。改進方式下的油劑混合區(qū)位于噴嘴以下區(qū)域。在指向中心的庫塔力的作用下，射流和二次流在中心快速匯合，射流周圍催化劑顆粒含量較高，有利于油劑的高效接觸。油劑混合區(qū)的溫度分布也比較均勻[圖9(c)]，說明高溫催化劑與液相原料油能均勻地進行熱交換。此外，噴嘴以上截面上的溫度分布也都較為均勻，說明油劑已均勻混合。圖10進一步給出了油劑撞擊混合區(qū)內氣相重鏈烷烴（Ph）、輕鏈烷烴（Pm）以及汽油（G）的質量分數時均分布。與傳統(tǒng)進料方式相比，改進進料方式氣相中Ph生成更快，且各組分都較均勻地分布于整個提升管，尤其是裂化反應生成的汽油組分。因此，改進進料方式可促進液相原料油更均勻地汽化與反應。圖11 給出了兩種進料方式對焦炭收率的影響，可以看出對于傳統(tǒng)進料方式，在原料噴口上方3 m 以內的提升管內壁附近焦炭量較高，這與文獻[58-59]中的報道是一致的。與之相比，油劑逆流接觸方式提升管壁附近的生焦率要低得多。表1給出了兩種進料方案的產品組成，可以看出與傳統(tǒng)方式相比，油劑逆流接觸的汽油和液化氣產量分別增加了7.87% 和5.07%，副產物干氣和焦炭則分別降低了19.86%和20.38%，說明新的調控方案起到了顯著的效果。采用新的調控方案也會帶來負面效果，陳昇[55]對金陵Ⅱ套催化裂化工業(yè)提升管的模擬結果顯示，將噴嘴改為向下傾斜后，提升管壓降由40.06 kPa 增加到45.65 kPa，在工業(yè)上是完全可以接受的。閆子涵等[54]基于實驗結果提出逆流接觸進料段中噴嘴的安裝準則為：噴嘴應安裝在提升管的充分發(fā)展區(qū)內，安裝位置與充分發(fā)展區(qū)底部的距離應大于3.6D。較適宜的工況為預提升氣速ur=4.1 m/s，噴嘴氣速uj=64.2 m/s，噴嘴斜向下安裝，與提升管軸線夾角為30°。

圖9 進料區(qū)內時均固相體積分數、液滴體積分數和溫度沿軸向的分布[56]Fig.9 Axial distributions of time-average volume fraction of solid,liquid and temperature in the feed injection region[56]

圖10 進料區(qū)氣相中重烷烴、輕烷烴以及汽油的時均質量分數分布[56]Fig.10 Distribution of time-average mass fraction of primary gaseous species in the feed injection region[56]

圖11 提升管內焦炭質量分數的時均分布對比[56]Fig.11 Comparison of the axial and cross-sectional time-averaged profiles of coke volume fraction[56]

表1 兩種進料方案的產品收率［56］Table1 Comparison of product yield of the two injection schemes［56］

2.2 雙層噴嘴提升管進料區(qū)的調控與強化

在工業(yè)催化裂化裝置中，人們有時會把一股汽油或柴油引入提升管，進一步改善催化裂化的產品分布，一般汽油/柴油噴嘴位于主原料噴嘴以下。兩層噴嘴的引入方式和間隔距離對產品收率和選擇性有一定的影響[60]。傅夢倩等[61]通過數值模擬方法考察了四種主副噴嘴組合方式，如圖12所示。為了更好地與實驗數據進行對比，模擬對象與閆子涵等[51-53]的實驗裝置保持一致，主副噴嘴間距為500 mm。

圖12 四種雙層噴嘴進料方式示意圖[61]Fig.12 Schematic diagram of the four injection schemes[61]

圖13 給出了不同噴嘴進料方式下進料區(qū)的顆粒濃度分布。可以看出副噴嘴射流引入后，進料區(qū)流場發(fā)生了明顯的變化。對于主副噴嘴射流都向下的Down-down 方式，副噴嘴的影響在H=4.125 m截面就開始顯現，床層密度沿徑向呈現W 形分布，這是因為向下的副噴嘴射流與預提升氣體逆流接觸后，被卷吸至提升管中心區(qū)并沿提升管向上運動，邊壁附近區(qū)域的催化劑顆粒也被攜帶至中心區(qū)，這是射流向下引入時流場的典型特征，與閆子涵等[51-53,62]的實驗結果一致。這一分布直到主噴嘴以上的H=4.685 m 截面才逐漸消失。對于Down-up方式，W 形分布直到H=4.315 m 截面才開始出現，此時向上的副噴嘴射流向提升管中心匯聚，同時向下的主噴嘴射流也被卷吸至提升管中心，在兩者疊加的作用下，更多邊壁附近的催化劑顆粒被攜帶至中心。對于主噴嘴射流向上的Up-down 方式，W 形分布在副噴嘴以下100 mm 處的截面(H=3.9 m)就開始出現，但很快就消失了(H=4.3 m)，這是因為主噴嘴射流向上，對副噴嘴射流影響較小，副噴嘴射流很快與預提升氣及催化劑混合。此外，從圖13(b)中可以看出，引入副噴嘴后，進料區(qū)的W 形分布變弱了(H=4.875 m，5.175 m)，說明副噴嘴射流的存在減少了向上主噴嘴射流所攜帶顆粒的量。

圖13 進料區(qū)固相體積分率的徑向分布[61]Fig.13 Radial profiles of solid volume fraction in the feedstock injection zone[61]

由于進料區(qū)局部固含率和原料濃度變化較大，采用盧春喜等[18]提出的油劑匹配比來考察油劑匹配程度，其定義式如下：

圖14 給出了雙層噴嘴進料區(qū)油劑匹配比的分布。和單層噴嘴相比，雙層噴嘴進料區(qū)的油劑匹配比發(fā)生了顯著的改變，環(huán)隙區(qū)(r/R> 0.85)的油劑匹配比更大，而核心區(qū)的油劑匹配比則更小。在雙層噴嘴進料區(qū)內，主噴嘴和副噴嘴射流附近(4.375 m≤H≤5.125 m)的油劑匹配比都呈現出明顯的W 形分布。相比較而言，Down-down 進料方式在核心區(qū)的匹配比最接近于1，但是環(huán)隙區(qū)的匹配比過高。綜合考慮全截面的油劑匹配，Down-up 方式相對效果最好，其次是Up-up 方式。此外，Up-up 方式的原料停留時間和方差最小[61]，說明該結構能夠使油劑在較短的接觸時間內實現強混合，同時抑制目標產品繼續(xù)裂解，降低生焦量。綜合權衡下來，主副噴嘴都向上是較為適宜的進料方式。

圖14 雙層噴嘴進料區(qū)油劑匹配比的分布[61]Fig.14 Radial profiles of the matching ratio of catalyst to feed in the feedstock injection zone[61]

傅夢倩等[61]進一步考察了噴嘴間距為1.25D、2.5D、2.75D、5D時進料區(qū)的兩相接觸。發(fā)現對于Up-up 結構，主副噴嘴間距的大小對主噴嘴以上高度的顆粒濃度和匹配比影響不大，對主噴嘴以下高度的顆粒濃度和匹配比分布的影響不大，但顆粒濃度和匹配比的數值大小與主副噴嘴間距相關，間距越大，“W”形分布減弱的速度越慢。綜合權衡下來，噴嘴間距為2.75D時效果最好。

根據上述研究結果，對寧夏石化260 萬噸/年催化裂化提升管進行了工業(yè)改造，由于預提升段無擴徑，采用常規(guī)噴嘴形式引入汽、柴油。根據汽油回煉和柴油回煉工藝要求，確定了噴嘴的安裝位置：需要在同一標高安裝2 組汽油噴嘴和2 組柴油噴嘴，分別對稱安裝。噴嘴進料角度45°，噴嘴出口線速40 m/s 左右。工業(yè)實驗結果表明，當汽油回煉時穩(wěn)定汽油烯烴含量降低3.6 個百分點，飽和烴和芳烴增加1.8 和1.9 個百分點，RON 辛烷值增加0.4 個單位；混合汽油烯烴含量下降2.05 個百分點，汽油RON 辛烷值基本不變。當柴油回煉時液化氣和催化汽油收率分別增加0.96 和2.12 個百分點，汽油RON辛烷值不變。

2.3 提升管預提升進料區(qū)的調控與強化

在大部分情況下，提升管進料區(qū)位于提升管的中下部氣固兩相流動充分發(fā)展的區(qū)域[63-64]，進料區(qū)內原料射流與三維流場的相互影響與相互作用如前文所述。近年來，隨著一些新工藝的出現，人們開始在提升管的底部預提升段設置原料噴嘴[65-66]。

吡啶及其衍生物是目前雜環(huán)化合物中開發(fā)應用范圍最廣的品種之一，被稱作是三藥(農藥、醫(yī)藥和獸藥)及其三藥中間體的“芯片”。目前，我國吡啶堿的生產主要存在以下“卡脖子”問題：(1)吡啶堿合成裝置普遍存在反應器分布器頻繁結焦的問題，開工周期一般只有3～4 個月，遠低于美國Vertellus 等國際生產商的開工周期（1 年以上），不但生產能力低下，而且能耗和排放等指標居高不下；（2）我國目前已經實現吡啶堿生產工藝和催化劑技術的國產化，但是反應器技術一直沒有擺脫受制于人的局面，相關技術被美國Vertellus、UOP 等國際專利商壟斷。這極不利于我國農業(yè)的安全生產。Zhou等[67]前期研究表明，原料分布器始終浸沒在高溫流化床層中，導致分布器內部溫度過高是造成分布器內結焦的主要原因。為此，劉夢溪等[65,68]提出了一種新型吡啶堿合成耦合反應器，如圖15所示。根據醛氨法合成吡啶堿的反應動力學[69-70]，甲醛、乙醛、氨氣與催化劑接觸后同時生成吡啶和3-甲基吡啶這兩個中間產物，中間產物再進一步生成焦炭，因此必須準確控制反應時間以達到高的產品收率。Reddy 等[69]的研究表明，低返混、高催化劑活性的反應環(huán)境更加有利于提高反應的選擇性，生成更多的吡啶。采用提升管作為主反應區(qū)、構建一個接近平推流的流動環(huán)境更加有利于提高產品的選擇性，而提升管出口串聯床層反應器則可以更加靈活地調控反應時間，保證產品收率[67-68,71]。為避免原料在噴嘴內和進料區(qū)內結焦并創(chuàng)造適宜的氣固接觸環(huán)境，將多個原料噴嘴沿提升管周向均勻布置，并斜向下45°布置。

由圖15可以看出，耦合反應器中原料噴嘴設置在提升管底部的預提升段上，預提升段內的氣固兩相處于鼓泡床/快速床的操作域，內部的顆粒濃度遠遠高于常規(guī)提升管反應器。因此，預提升進料段內射流的行為與提升管進料段也有著顯著的差別。Zhou 等[65-66,72-73]在大型冷態(tài)實驗裝置上考察了稠密氣固流中射流的流體力學行為。圖16 給出了預提升進料段內床層密度沿軸向的分布?？梢钥闯鲈诘撞拷孛鎕/H0=0.05上床層密度大于600 kg/m3，此處的氣固流動主要受到底部松動風的影響，處于典型的鼓泡床流域。從截面h/H0=0.05 到截面h/H0=0.2，床層密度快速降低，這是因為射流向下進入床層后產生大量氣泡，氣泡改變方向向上流動，越靠近射流引入點(h/H0=0.2)，氣泡越多，床層密度也越低。在截面h/H0=0.2 以上，床層密度隨高度的增加變化不大，但由于射流引入大量氣體，總體床層密度較小，床層進入快速床流域。

圖15 吡啶堿合成反應器改造方案[65,68]Fig.15 Improved scheme of pyridine synthesis reactor[65,68]

圖16 預提升進料區(qū)內的床層密度分布[65]Fig.16 Bed density distribution in the pre-lift feedstock injection zone[65]

Zhou 等[66]進一步考察了噴嘴位置對射流的影響。圖17給出了示蹤氣體濃度沿軸向的分布，其中方案1的噴嘴(h/H=0.2)位于再生劑循環(huán)管出口(h/H=0.3)以下，方案2 的噴嘴(h/H=0.4)則位于循環(huán)管出口以上。從方案1的曲線可以看出隨著軸向位置的增加，示蹤氣體平均濃度先是略有增加（h/H≤0.15），然后急劇增加直到截面h/H=0.35，隨后又開始降低直到截面h/H=0.65?？梢钥闯鍪聚櫄怏w濃度在軸向位置h/H=0.15 處發(fā)生突變。這是由于射流氣體濃度的變化存在兩個階段，一個階段是隨射流氣體向下運動，一個階段是射流盡頭依靠擴散向下運動，兩個階段之間存在一個轉折點。

圖17 進料區(qū)內氦示蹤氣體沿軸向的分布[66]Fig.17 Helium tracer concentration axial distribution in the pre-lift feedstock injection zone[66]

此時射流中心的軌跡方程可由式(5)進一步推導得出：

由計算可知方案1的射流氣體能夠到達噴嘴以下0.12 m（h/H=0.14）處，而在該軸向位置以下區(qū)域內，氣體則通過擴散的方式進一步向下運動直至示蹤氣體濃度為0，定義該區(qū)域為噴嘴射流擴散區(qū)域，如圖18所示[66]。

圖18 射流擴散示意圖[66]Fig.18 Schematic diagram of the jet diffusion process[66]

在噴嘴射流擴散區(qū)域內，示蹤氣體的軸向傳質由兩個因素決定：由示蹤氣體濃度梯度引起的從高濃度區(qū)域向低濃度區(qū)域的擴散，由氣體壓力梯度引起的由高壓區(qū)域向低壓區(qū)域的對流傳質。處于穩(wěn)態(tài)時，這兩種傳質速率相等?；谫|量守恒方程進行推導，并結合實驗數據可得出：

式中，Dga為示蹤氣體的軸向擴散系數，m2/s；yt為射流擴散長度。由此可進一步預測出不同操作條件下的擴散系數和擴散長度，如表2所示[66]。

表2 不同操作條件下的Dga和yt［66］Table 2 Dga和ytunder different operating conditions［66］

在大量的流體力學實驗[65-66,72-73]和小型熱態(tài)實驗研究[67,71]的基礎上，Zhou等[74]設計并搭建了工業(yè)側線裝置。側線裝置的提升管內徑為Φ84 mm，高度13.35 m，表觀氣速5.13 m/s，床層內徑為Φ311 mm，高度5.36 m，操作氣速0.54 m/s。表3 給出了側線工業(yè)實驗的典型操作條件和產品組成。可以看到產品收率最高可達74.7%，吡啶收率與3-甲基吡啶收率的比值為2.4，接近或略高于床層反應器的收率(75%)和收率的比值(2%)。此外，實驗結果顯示提高甲醛/乙醛摩爾比例有利于提高產品收率，增加床層反應器藏量和提升管內的劑油比也有利于提高產量收率。側線裝置連續(xù)運行21 d，停工后打開側線裝置未發(fā)現任何結焦現象，說明進料系統(tǒng)具有很好的防結焦性能。

表3 側線裝置的典型操作條件和產品組成［74］Table 3 Typical operating condition and product of the industrial sideline test system［74］

側線裝置內進料段的流動-反應模型為[74]：

式中，a為催化劑表觀活性，其數值主要取決于催化劑的活性和催化劑與反應物的接觸以及進料段內溫度的軸、徑向分布，計算式為：

Zhou等[74]根據側線實驗的結果進一步建立了全反應器模型，圖19給出了耦合反應器不同區(qū)域反應物產物濃度的模型預測值。

圖19 模型預測吡啶堿反應過程中各組分的濃度變化[74]Fig.19 Model prediction of components distribution in the pyridine synthesis reactor[74]

由圖中可以看出，吡啶反應主要在進料段和床層段進行。而在提升管段，吡啶的轉化率較低，只占總轉化率的10 %左右。盡管提升管段的停留時間遠長于進料段，然而模擬結果顯示進料段的轉化率接近提升管段的3 倍，這是與側線裝置中提升管內部催化劑濃度偏低有密切的關系。因此，在下一步工業(yè)裝置的設計中，應進一步增加提升管內的催化劑濃度。

根據以上研究結果，進一步設計并搭建了全球單套處理量最大的2.5萬t/a吡啶堿合成耦合流化床反應器，如圖20 所示。其中提升管直徑為Φ1250 mm，操作氣速5.4 m/s，床層反應器直徑為Φ2800 mm，操作氣速1.08 m/s。

圖20 工業(yè)吡啶堿合成反應器示意圖Fig.20 Schematic diagram of the improved industrial pyridine synthesis reactor

圖21、圖22給出了工業(yè)裝置的運行情況。由產品組成可以看出主要產物為吡啶和3-甲基吡啶，開工初期吡啶收率為39%，3-甲基吡啶收率為30%，總體而言收率低于床層反應器收率（～75%）。這主要是裝置運行初期波動較大，操作參數尚未得到優(yōu)化，產品收率也相對較低。在后期運行過程中發(fā)現，隨著操作參數和調節(jié)手段的優(yōu)化，產品收率逐漸穩(wěn)定在74%左右，基本達到了床層反應器的收率。裝置連續(xù)運行近1 年后停工，檢修時在進料段和耦合反應器內未發(fā)現任何結焦狀況，說明新型進料系統(tǒng)實現了預期的防結焦性能。

圖21 工業(yè)裝置的產品收率Fig.21 Product yields in the improved industrial pyridine synthesis reactor

圖22 工業(yè)裝置吡啶收率與3-甲基吡啶收率的比值Fig.22 Product selectivity in the improved industrial pyridine synthesis reactor

3 結 論

射流是提升管反應器中重要的介尺度流動結構，對產品的收率、選擇性以及提升管內壁的結焦都有重要的影響。本文對近年來提升管進料區(qū)內射流流動行為及調控的研究進行了回顧，介紹了進料區(qū)內主射流、二次流的形成機理、預測模型，以及相應的調控手段。針對不同的工藝過程，介紹了不同的進料區(qū)流場強化方法、實驗室研究結果和工業(yè)應用結果。

目前人們對提升管進料區(qū)的研究主要集中在射流與周圍流場的相互作用和影響等方面，也獲得了一些工業(yè)應用，但射流并非唯一的介尺度流動結構，其與其他介尺度結構的相互作用以及該作用對反應性能的影響尚不清楚，今后需要在以下方面展開進一步研究。

（1）顆粒聚團是提升管中大量存在的介尺度流動結構，顆粒聚團與射流、二次流相互作用時的動態(tài)演變，其運動速度、尺寸、頻率、固含率的變化規(guī)律等；

（2）不同進料區(qū)流場調控手段如入射角度、多層噴嘴等對顆粒聚團的影響規(guī)律；

（3）主射流、二次流中原料液滴與顆粒聚團、彌散顆粒接觸后的氣化與反應；

（4）針對更多的工藝過程，“量體裁衣”式的制定相應的提升管進料區(qū)調控手段并實現工業(yè)應用。

符 號 說 明

A——提升管橫截面積,m2

b——噴嘴出口寬度，m

bz——噴嘴半徑,m

CA——乙醛濃度，mol/L

CA0——乙醛初始濃度，mol/L

CD——吡啶濃度，mol/L

CE——3-甲基吡啶濃度，mol/L

CE0——3-甲基吡啶初始濃度，mol/L

Cn——氣動阻力系數，一般取1～3

c——示蹤氣體濃度,%(體積)

D——提升管直徑,m

Fk——Kutta-Joukowski力,N

Gs——催化劑循環(huán)流率，kg/(m2·s)

h——研究截面距離預提升分布環(huán)的高度，m

Qj——噴嘴氣量,m3/h

Qr——預提升氣量,m3/h

U——射流平均速度,m/s

ugf——預提升進料段表觀氣速，m/s

ugz——噴嘴射流過孔氣速，m/s

upr——預提升段表觀氣速，m/s

Vp——顆粒徑向速度,m/s

Vs——粒團與來流的相對速度,m/s

α——噴嘴入射角,(°)

γ——二次流角度,(°)

εfeed——進料相體積分數

εp——固含率

εs——固相體積分率，固含率

εˉfeed——截面上進料相平均體積分數

εˉs——截面上固相平均體積分數

ρ(h)——高度為h的截面平均床層密度，kg/m3

ρpr——預提升段的氣-固混合物密度，kg/m3

ρz——噴嘴射流的密度，kg/m3

下角標

g——氣體

j——射流

0——初始狀態(tài)