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催化裂化提升管末端旋流快分系统消涡板结构的数值模拟

更新时间:2009-03-28

引 言

催化裂化(FCC)是我国炼油工业最重要的二次加工工艺,生产了国内约75%的汽油、30%的柴油和40%以上的丙烯。然而近年来,随着催化裂化反应原料的重质化,裂化反应的深度不断增加,反应温度逐步提高,反应沉降空间内无选择性二次裂化和热裂化的趋势也越来越显著,其结果不仅造成轻油收率降低、干气和焦炭收率增加,而且热裂化的发生还导致反应、分馏系统严重结焦。FCC工艺出现的这些新的特点[1-3],要求设计出更加先进的提升管末端催化剂和油气快速分离装置,以便能将油气和催化剂快速分离,并快速引出反应沉降器[4],缩短油气在高温环境下的平均停留时间。因此,就需要寻求一种在提升管末端的能够实现“油剂的快速脱离、油气的快速引出、催化剂的高效分离”[5]的分离装置以实现催化剂和油气的快速分离[6-8]

催化裂化提升管出口快分是实现油剂高效分离及油气的快速引出装置[9],其主要是利用提升管出口油气的高速旋转流动所产生的离心力场进行气固分离[10-11]。针对现有旋流快分喷口处存在部分上行短路流而使分离效率降低的问题[12-14],卢春喜等[5]开发了一种带隔流筒和隔流盖板的提升管出口旋流快分系统(super vortex quick separation system,SVQS)。孙凤侠等[15-16]通过研究发现隔流筒的设计直径存在一个最适尺寸,且隔流筒的长度以稍大为优。胡艳华等[17]将原有的圆筒状隔流筒改为折边隔流筒和圆锥形隔流筒,通过对比发现圆锥形隔流筒的分离效果更佳。程兆龙等[18-20]确定了SVQS的自然旋风长度,这对于确定SVQS封闭罩的安装高度有着重要的指导意义。李智等[21]研究发现在提升管出口旋流快分头的上部空间压力脉冲较大,存在旋涡区。李建涛等[22]发现在快分出口上部空间壁面加设直型消涡板可有效地消除旋涡。

本次实验利用数值模拟方法,对一套572 mm×3850 mm的提升管出口SVQS旋流快分在不同结构下进行模拟研究,解释并论证在旋流头上部空间内壁面处加入直型消涡板的消涡作用及内部流场变化,并在此基础上研究在上部空间壁面加入弯型消涡板的作用和内部流场的变化,以期为SVQS旋流快分的优化设计提供基础数据。

1 数值计算模型及其验证

1.1 计算模型

本文采用在强流线弯曲、旋涡和旋转有更好表现的RNG k-ε湍流模型来模拟SVQS旋流快分系统内的气相流场[23-26],其计算通式如下

克里斯蒂娜乱舞着胳膊,冲着护栏的位置摸索。没有别人为她打气,只有艾尔用一双大手在嘴边括成喇叭状大喊着鼓励她,他的眼睛紧紧盯着克里斯蒂娜的双眼。我多希望自己也能给她打气,我多希望自己能冲上去帮她,可我只是一动不动地站在原地盯着她,同时纳闷这种讨厌的自私自利到底存在多久了。

 

控制方程[27]见表1。

其中

所有方程均采用有限体积法建立,压力-速度耦合方程采用压力耦合方程半隐法(semi-implicit method for pressure linked equations, SIMPLE)进行求解。动量方程、湍动能方程及湍流扩散率方程均采用对流项二次迎风差值格式(quadratic upwind interpolation of convective kinematics, QUICK)进行离散。

6月下旬至7月上旬核桃当年生新梢半木质化时进行芽接,由于嫁接时间有限,对拜城县核桃实生树改接带来了制约。在核桃夏季当年生新梢5月嫩枝嫁接、6月在2年生以上枝条上采用方块芽接等嫁接技术的试验成功,不仅拉长了核桃夏季嫁接时间,而且可以有效的在2年生枝条上进行芽接,打破了传统的在当年生新梢半木质化期芽接核桃新品种的限制,为拜城县乃至南疆地区加快核桃优良品种的发展提供质量保证。

1.2 模型验证

本文工作基于李智[28]的实验装置(图1)以及未加入消涡板的实验结果对RNG k-ε湍流模型进行验证。该装置为带隔流筒的 SVQS旋流快分系统,总高3.0 m,直径600 mm,旋流头上部引出段高度为1.5 m,提升管直径100 mm。

  

图1 SVQS实验装置结构(mm)Fig.1 Diagram of experimental apparatus(mm)

 

表1 控制方程[27]Table 1 Control equation[27]

  

Equation Γ S consecutive 1 0 0 x-momentum u μeff= μ+ μt + + + +■ ■ ■ ■ ■ ■■ ■ ■ ■ ■ ■p u v ■ ■ ■ ■ ■ ■w S x x x y x z x μeff eff eff u μ μ y-momentum v μeff= μ+ μt z-momentum w μeff= μ+ μt + + + +■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■p ■ ■ ■ ■ ■ ■u v w S y x y y y z y μeff eff eff v μ μ + + + +■ ■ ■ ■ ■ ■■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■ ■p u v w S z x z y z z z μeff eff eff w μ μ turbulent kinetic energy k αkμeff Gkρε dissipative rate of turbulence flow ε αsμeff 2*1ε CG C k k 2ε ερ k

模拟过程中,提升管入口设定为速度入口,入口气速 Vr=26.0634 m/s(由旋流头喷口气速 Vs=22 m/s核算得到),出口设置为压力出口,出口压力为标准大气压,实验装置内所有壁面边界均采用标准壁面函数进行处理,不考虑壁面粗糙度。模拟实验中,以旋流头喷口所在横截面为零点,零点以上为正,零点以下为负,沿封闭罩轴向从下依次布置 7个轴向测量截面,编号为1~7。测点均被布置在旋流头上方引出段空间,1~5号测点距旋流头轴向距离为100 mm,6、7号测点轴向间距为200 mm。

商黎英对根力多所做的工作表示了充分肯定:“作为本次活动的承办单位,根力多是一家专业从事生物有机肥研发生产销售、现代农业种植和物流运输的大型股份制集团公司,技术全省唯一、全国领先。他们生产推广的生物有机肥,有力推动了全国肥料产业的‘生态革命’,也为威县特色农产品改土、提质、增效提供了重要保障。”

(1)通过模拟发现,两种消涡板结构都可以有效地消除旋流快分口上方的旋涡区。但是,其压降都高于未加入消涡板时的压降。

国家与相关监理机构必须要加强对违规问题的处罚力度,通过定期或者不定期检查的方式合理的规避个违规问题,对于一些金额较大的违规问题,要严格处理。

采用SPSS 18.0统计学软件处理数据,计量资料用(±s)表示,采用 t检验,计数资料用百分比(%)表示,采用χ2检验,P<0.05为差异有统计学意义。

  

图2 不同轴向测点压强Fig. 2 Different axial measuring points pressure

取图1中提升管上方的1号测点所在截面如图3所示,在截面径向位置每隔35 mm均匀布置一个径向测点,各测点距中心距离分别为15、60、105、150、195、240 mm。取文献[28]中的实验数据同模拟结果进行对比如图4所示。

由图3、图4可知,提升管上方区域内轴向、径向压力的实验结果与模拟结果变化趋势基本一致,最大相对误差小于 12.7%。压力值的偏差可能是因为实验数据为在加入颗粒的旋流场中取得,而本次实验模拟简化为纯气相流场。因为本次工作主要研究SVQS旋流快分系统提升管上方区域内气流场产生的小旋涡以及通过对设备的改造消除小旋涡,所以纯气相流场的模拟可以满足研究需要。同时小旋涡的确定以及消除效果主要是以压强的变化和压降的比较,因此用压强进行模型验证能满足研究需要。

由以上分析可知,RNG k-ε湍流模型能较为准确地预测SVQS旋流快分系统内气相流场的压力场分布特性。相比于实验装置,本工作模拟的新型旋流快分系统只加入了12块消涡板,由此可以认为,RNG k-ε湍流模型也可以用于模拟加入消涡板的新型SVQS旋流快分系统内的气相流场。模拟值与测量值验证结果的网格无关性见文献[29]。

  

图3 径向测点布置(mm)Fig.3 Schematic diagram of radial measuring points (mm)

  

图4 径向不同测点压强Fig.4 Different radial pressure of measuring points

2 旋流快分系统网格划分及边界条件

2.1 网格划分

图8为截面B~截面D的气相压力云图。由图8可见,四个截面的压力沿径向由外及内逐步减小且压强分布均匀。截面B~截面D四个截面边壁处与截面A边壁的压力分别降低了4.75%、5.34%、5.10%、5.3%。

  

图5 不同消涡板结构Fig 5 Schematic diagram of different structures of elimination vortex plat

  

图6 旋流快分系统消涡板结构尺寸及布置简图(mm)Fig.6 SVQS vortex-elimination harden size and layout diagram (mm)

2.2 边界条件

(1)提升管入口的边界条件见表2。提升管入口设定为速度入口,入口气速Vr由旋流头喷出口气速Vs=18 m/s核算得到,入口气速均匀分布且垂直于提升管入口截面,入口处气体的湍动能k和湍流扩散率ε可由水力学直径Dh和湍动强度I给出,其计算公式为

 

近年来,科研人员尝试设计可在眼球玻璃体中运动的纳米机器人,但机器人如何摆脱生物分子黏附,实现在眼球组织内部的相对长距离运动,成为瓶颈问题。

(3)实验装置内的所有壁面均采用标准壁面函数进行处理。

 

表2 提升管入口边界条件Table 2 Boundary conditions of riser inlet

  

Gas velocity Vr /(m/s)Inlet area Ar /m2 Hydraulic diameter Dh /m Turbulent intensity I/%Volume flow rate Q/(m3/s)21 0.00785 0.1 3.497 0.16485

3 结果分析与讨论

3.1 未加入消涡板结构 (Ⅰ型)

为了将封闭罩内部加入消涡板与未加消涡板的气相流场特点进行对比,如图7所示,以旋流头喷出口中心为原点(A截面)依照将要加入消涡板的位置向上依次选取B、C、D、E四个截面,其距离A截面的轴向距离分别为250、500、750、1250 mm。

  

图7 未加消涡板截面选取Fig. 7 Cross section selection without vortex plates

图5为两种加入不同消涡板结构的旋流快分系统,分别为旋流头上部空间壁面加直型消涡板(Ⅰ型)、壁面加弯型消涡板(Ⅱ型)。实验装置主要由提升管、旋流头、隔流筒、隔流盖板以及封闭罩组成。旋流快分头为3旋臂型旋流快分装置,其喷口截面尺寸为 100 mm×31 mm,隔流筒直径为 380 mm、高度为475 mm,封闭罩直径为572 mm,消涡板分为直型、弯型两种结构,高200 mm、宽100 mm、厚度为15 mm,消涡板共12个,分上下两层分布,具体结构及分布见图6。封闭罩主体部分采用结构化网格,引出段由于加入消涡板,部分地方采用非结构化网格。总网格数分别为Ⅰ型消涡板11780962个,Ⅱ型消涡板1480033个。

  

图8 Ⅰ型各截面压力云图Fig. 8 Each section stress contour of Ⅰ

  

图9 Ⅰ型各截面速度云图Fig. 9 Each section velocity contour of Ⅰ

  

图10 Ⅰ型各截面速度矢量图Fig.10 Each section velocity vector diagram of Ⅰ

  

图11 Ⅰ型气体轨迹线图Fig.11 Streamlines of inlet gas of Ⅰ

  

图12 边壁加直型消涡板截面选取Fig.12 Cross section selection with vortex plates Ⅱ

  

图13 Ⅱ型各截面压力云图Fig. 13 Each section stress contour of Ⅱ

  

图14 Ⅱ型各截面速度云图Fig.14 Each section velocity contour of Ⅱ

图9和图10分别为四个截面的速度云图和速度矢量图。可以看出,四个截面的速度分布较为规则,但边壁处都存在高速区且随着高度增加高速区区域变大。对比于矢量图在边壁处随着高度增加逐渐变少的矢量不规则区域。可以得出同实验[21-22]相吻合的结果:封闭罩边壁处存在小的旋涡区,且随着高度增加,旋涡区减少。

窗外,不知何时下起了雨,噼噼啪啪打得窗玻璃响,让人为着明天陡生出一种焦忧。王爷却兀自轻轻地笑了。这地方天气,凡前夜下雨或者大风,次日惯常都会是晴的。

图11(a)、(b)分别为封闭罩内气体整体流线和隔流筒上部封闭罩内的气体流线图,由图可以看出气流整体螺旋上升,在中部的低压低速区气体旋流程度很小。

3.2 壁面加入直型消涡板(Ⅱ型)

类比于Ⅰ型结构的截面选取,在Ⅱ型加入消涡板的结构上选取同样高度的截面,见图12。旋流头喷口中心的基础面A,消涡板下方的截面B,两层消涡板中部的截面C以及消涡板上方的截面D和截面 E。图13为内壁加入直型消涡板后的各截面的压力云图,对比于Ⅰ型结构的云图(图8)情况,可以发现,Ⅱ型结构各截面在边壁处的高压区以及中部的低压区基本打破。Ⅱ型截面 B边壁处只存有少量高压区且散落分布几处低压区。Ⅱ型截面C处只在边壁与消涡板连接处存有少许高压区,在消涡板之间存在三处低压区。Ⅱ型截面 D和 E压力大部分均匀分布只存在一处高压区和部分低压区。Ⅱ型截面B~截面D边壁处基于截面A边壁处的压力分别降低了10.29%、11.35%、11.40%、11.15%。

如果做个形象比喻,少年是乳虎,张牙舞爪,中年是猛狮,威震百兽;少年是鹰雏,展翅翱翔,中年是大鹏,一飞冲天;少年是惊涛拍岸,浪花如雪,中年是松柏傲霜,乱石穿空;少年是哪吒闹海,无所畏惧,中年是天王托塔,四方臣服;少年是朝阳似火,霞光万道,中年是日到中天,普照大地;少年如春草茂盛,蓬蓬勃勃,中年似杨柳成荫,郁郁葱葱;少年宜冲锋陷阵,赴汤蹈火,中年善运筹帷幄,决胜千里;少年如周瑜用兵,敢打敢冲,中年似孔明点将,知人善任,可谓各擅其胜,各挥其长。

图14和图15为各截面的速度云图和速度矢量图。对比Ⅰ型未加入消涡板结构,可以看出:Ⅱ型结构B截面边壁处的高速区明显缩小,内部规则的速度分布被打破,速度矢量图显示边壁处矢量不规则区域变规则。Ⅱ型结构截面C在封闭罩与消涡板连接处的高压区同样存在高速区和速度方向改变,是由于消涡板对于旋流阻挡作用流体改变方向而产生的。Ⅱ型结构矢量图显示此截面消涡板之间的三处低压低速区存在三处旋涡区。在消涡板上方的截面D处与F处规则的速度分布完全打破,截面D在消涡板间空间上方仍存在旋涡区。但是在Ⅱ型结构E处的图14显示的高压区和图15显示的高速区对比图16矢量图来看此区域不存有旋涡区,而存在速度空白区,说明部分区域没有或只有少量流体通过。

  

图15 Ⅱ型各截面速度矢量图Fig.15 Each section velocity vector contour of Ⅱ

  

图16 Ⅱ型气体轨迹线图Fig.16 Streamlines of inlet gas of Ⅱ

  

图17 边壁加弯型消涡板截面选取Fig.17 Cross section selection with vortex plates Ⅲ

  

图18 Ⅲ型各截面压力云图Fig.18 Each section stress contour of Ⅲ

图16(a)、(b) 分别为内壁加入直板型消涡板后封闭罩内部气体流线图。由图16(a) 封闭罩内的整体流线图可以清晰看到:在消涡板下方还存有明显的气体旋流。其他区域的旋流基本被打破,而且在消涡板上方存在流体空白区和密集区,这与之前的云图和矢量图结论吻合。由图16(b) 简化的消涡板附近区域的气体流线图可以看出,在消涡板之间气流流向很不规律,还存在部分的旋涡流区域。

通过以上分析可以看出:对比于未加入消涡板结构,在壁面处加入消涡板的Ⅱ型结构的封闭罩内规则的压力速度分布以及流体规则的螺旋上升被打破,缩短了气体停留时间。有效地消除了旋流头上方靠近壁面处的高速旋涡区。但是在消涡板之间却存在小的漩流区域,且压降增大了。

3.3 壁面加入弯型消涡板(Ⅲ型)

图17为加入弯型消涡板的Ⅲ型结构简图和计算截面选取图。图18为Ⅲ型结构四个截面的压力云图,可以看出,同Ⅰ型结构相比,Ⅲ型结构也将壁面处的高压区和中部的低压区基本打破,大体上与Ⅱ型消涡板效果相似。不同的是在Ⅲ型结构截面C处,整体压力变低,低压区增多,在Ⅲ型结构截面E处,存在一个较大的低压区和边壁处的小部分高压区,大部分区域压强低于Ⅱ型消涡板。四个截面边壁处基于截面 A边壁处的压力分别降低了10.29%、11.35%、11.40%、11.15%。图19和图20分别为内壁加入弯型消涡板的Ⅲ型结构速度云图与速度矢量图。同样内壁加入弯型消涡板也将封闭罩内边壁处的旋涡区和规则的高低速区打破,在消涡板与封闭罩壁面连接处产生小范围高速区,消涡板之间存在低速区。不同的是Ⅲ型结构截面D的高速区和低速区减少,速度大小更趋于均匀。Ⅲ型结构截面E边壁处存在一个局部高速区,其余部分的速度大小更为均匀。同时可以从矢量图上看到,各个截面消涡板间的旋涡区比Ⅱ型消涡板数量少且螺旋程度较低。

  

图19 Ⅲ型各截面速度云图Fig.19 Each section velocity contour of Ⅲ

  

图20 Ⅲ型各截面速度矢量图Fig. 20 Each section velocity vector diagram of Ⅲ

(2)Ⅱ、Ⅲ型消涡板改变了规则的压力分布和速度分布,打破了流体螺旋上升的运动形态,缩短了油气的停留时间。并在消涡板之间存在小的旋涡区。Ⅲ型消涡板间存在更少且螺旋程度较低的旋涡,且压降比Ⅱ型低,所以结构更优。

  

图21 Ⅲ型气体轨迹线图Fig.21 Streamlines of inlet gas of Ⅲ

通过分析对比发现此种结构能与Ⅱ型消涡板同样产生消除边壁旋涡区,打破规则的速度压力分布,改变了气流螺旋上升的运动形态,缩短了气体的停留时间。不同的是此种消涡板间产生的旋涡区数量少螺旋程度低。压降虽仍旧高于未加入消涡板结构,但却略低于Ⅱ型消涡板结构。结构较优。

4 结 论

本文采用RNG k-ε湍流模型模拟了旋流快分系统内的气相流场并对比了旋流快分系统在加入不同结构的消涡板后流场的相关变化,结论如下。

为了准确反映SVQS旋流快分系统内压力场的具体细节特征,采用轴向节点距离×径向节点距离为10 mm×10 mm的六面体网格结构对计算区域进行网格划分。将模拟所得的7个截点的压强与实验数据[28]进行对比,见图2。由图可以看出模拟结果与实验结果吻合较好,相对误差小于2.7%。

图21为此结构的内部流线图。由图21(a)可以看出气体整体的螺旋状态在装有消涡板处开始大为改变,在靠近出口处存在气体密集区与空白区,这也很好地解释了压力云图中低压区的存在。由图21(b)可以看出在消涡板之间仍旧存在小的旋涡区,但相比于加入Ⅱ型消涡板,此结构产生的旋涡数量少,螺旋程度低。

符 号 说 明

Ao ——出口面积,m2

Ar ——提升管入口截面积,m2

(2)实验装置的出口设定为压力出口,出口压力为标准大气压,水力学直径Dh为100 mm,出口面积Ao为0.00785 m2

b ——SVQS旋流头喷出口宽度,mm C1ε, C2ε, Cμ ——常数

a ——SVQS旋流头喷出口高度,mm

D ——封闭罩直径,m

有呼吸伪影的图像判断贫血符合率P值<0.05,不能正常通过胸部CT平扫肉眼区分室间隔及左心室密度差来推测患者贫血状态,无呼吸伪影的图像判断贫血符合率P值>0.05,可以正常通过胸部CT平扫肉眼区分室间隔及左心室密度差来推测患者贫血状态。

De ——隔流筒直径,m

Dh ——水力学直径,m

d ——平衡管截面边长,mm

Eij ——应变率张量

当代是信息化的社会,会计信息化的发展是大势所趋。会计信息化的发展对企业的财务管理的影响是一把双刃剑,既有利又有弊。企业应该采取积极地应对对策,充分地发挥会计信息化的价值,加强企业会计信息化建设,同时,针对会计信息化带来的负面影响,企业要及时地实行应对措施,使得会计信息化推动企业财务管理水平的提高,进一步推动企业的稳定发展。

Gk ——平均速度梯度引起的产生项,J

I ——湍动强度

作为大唐文化最高成就的诗歌是中国优秀的文学遗产之一,也是全世界文学宝库中的一颗灿烂的明珠。诗人辈出,名士风雅。李白是他们中间出类拔萃者,他是中国文化的大伽,我们读书不能不读李白。他曾立志报效国家,仗剑走天下,得意时酒是胆,可以藐视权贵;失意时,酒中透着忧伤如秋风袭来,阵阵凉意。读李白,每次醉的不同,大约是他的宿命。

k ——湍动动能,m2/s

References

[1] AMOS S, AVIDANT A. FCC close-cyclone system eliminates postriser cracking[J].Oil & Gas Journal, 1990, 67(3): 57-58.

[2] GILBERT A T. Customized FCC Revamps[C]//UOP Refining Technology Conference. 1995: 28.

[3] GAUTHIER T, BAYLE J, LEROY P. FCC: fluidization phenomena and technologies. Oil & Gas Science and Technology[C]//Customized FCC Revamps. UOP Refining Technology Conference. 2000: 55.

[4] CHEN Y, BROSTEM D J. Standpipe inlet enhancing particulate solids circulation for petrochemical and other processes: US6228328[P].2001.

[5] 卢春喜, 徐文清, 魏耀东, 等. 新型紧凑式催化裂化沉降系统的实验研究[J]. 石油学报(石油加工), 2007, 23(6): 6-12.LU C X, XUN W Q, WEI Y D, et al. Experimental studies of a novel compact FCC disengage[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2007, 23(6): 6-12.

[6] 马艺. 超短接触旋流反应器流动特征及反应行为研究[D]. 东营:中国石油大学(华东), 2012.MA Y. Ultra short contact vortex flow reactor flow characteristic and reaction behavior research[D]. Dongying: China University of Petroleum, 2012.

[7] 张永民, 卢春喜, 时铭显. 催化裂化新型环流汽提器的大型冷模实验[J]. 高校化学工程学报, 2004, 18(3): 377-380.ZHANG Y M, LU C X, SHI M X. Large-scale cold pilot experiment on a new annular catalyst stripper for FCC unit[J]. Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2004, 18(3): 377-380.

[8] 刘显成, 卢春喜, 时铭显. 两段气升式气固环流取热器导流筒壁与床层间的传热特性研究[J]. 过程工程学报, 2004, 4(z1): 611-618.LIU X C, LU C X, SHI M X. Study on heat transfer between gas-solids suspension and the surfaces of two draft tubes in an airlift loop heat exchanger[J]. Journal of Process Engineering, 2004, 4(z1): 611-618.

[9] THIERRY G, REGIS A, JAN V, et al. Industrial development and operation of an efficient riser separation system for FCC units[J].International Journal of Chemical Reactor Engineering, 2005, 3(1):128-136.

[10] HADDAD J H, OWEN H, SCHATZ K W. Closed cyclone FCC catalyst separation method and apparatus: US4502947[P]. 1985.

[11] 王婷, 刘梦溪. 不同出口结构卧式超短快分内部气相流场[J]. 化学反应工程与工艺, 2016, 32(4): 297-306.WANG T, LIU M X. The flow field in horizontal short residence time separator with different outlet structures[J]. Chemical Reaction Engineering and Technology, 2016, 32(24): 297-306.

[12] 孙凤侠, 卢春喜, 时铭显, 等. 催化裂化沉降器新型高效旋流快分器内气固两相流动[J]. 化工学报, 2005, 56(12): 2280-2287.SUN F X, LU C X, SHI M X, et al. Numerical simulation of gas particles flow field in new vortex quick separation system for FCC disengager[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China),2005, 56(12): 2280-2287.

[13] 李丽华. 气升式环流反应器流体力学、混合、传质特性研究[D]. 大连: 大连理工大学, 2005.LI L H. Study on the hydrodynamic, mixing and mass transfer characteristics of airlift loop reactors[D]. Dalian: Dalian University of Technology, 2005.

[14] 刘梦溪, 谢建平, 卢春喜, 等. 环隙气升式气固环流反应器内流体力学特性的理论分析[J]. 化工学报, 2008, 59(9): 2198-2205.LIU M X, XIE J P, LU C X, et al. Theoretical analysis of hydrodynamics in novel gas-solids annulus-sparged airlift loop reactor[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2008,59(9): 2198-2205.

[15] 孙凤侠, 卢春喜, 时铭显. 旋流快分器内气相流场的实验与数值模拟研究[J]. 石油大学学报(自然科学版), 2005, 29(3): 106-111.SUN F X, LU C X, SHI M X. Experiment and numerical simulation of gas flow field in new vortex quick separation system[J]. Journal of the University of Petroleum China, 2005, 29(3): 106-111.

[16] 孙凤侠, 卢春喜, 时铭显. 催化裂化沉降器新型高效旋流快分器的结构优化与分析[J]. 中国石油大学学报(自然科学版), 2007,31(5): 109-113.SUN F X, LU C X, SHI M X. Configuration optimization and analysis of newly developed vortex quick separator for FCC disengage[J]. Journal of China University of Petroleum, 2007,31(5): 109-113.

[17] 胡艳华, 王洋, 卢春喜, 等. 催化裂化提升管出口旋流快分系统内隔流筒结构的优化改进[J]. 石油学报(石油加工), 2008, 24(2): 177-183.HU Y H, WANG Y, LU C X, et al. Improvement of the isolate cylinder in vortex quick separation system at FCCU riser outlet[J]. Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2008, 24(2): 177-183.

[18] 程兆龙, 鄂承林, 卢春喜. 提升管出口SVQS自然旋风长度的数值模拟[J]. 化工学报, 2016, 67(8): 3347-3356.CHEN Z L, E C L, LU C X. Numerical simulation of natural vortex length in riser termination with SVQS system[J]. CIESC Journal, 2016,67(8): 3347-3356.

[19] 程兆龙, 姚秀颖, 鄂承林, 等. 带隔流筒旋流快分新型工业催化裂化沉降器内气相流场的数值模拟[J]. 过程工程学报, 2016, 16(1):86-95.CHEN Z L, YAO X Y, E C L, et al. Numerical simulation of gas phase flow field in a novel FCC disengager with flow partition cylinder quick separation system[J]. The Chinese Journal of Process Engineering,2016, 16(1): 86-95.

[20] HOFFMANN A C, STEIN L E. Gas Cyclones and Swirl Tubes:Principles, Design and Operation[M]. Berlin: Springer, 2002.

[21] 李智, 李萌, 张博峰, 等. 带有环流预汽提的旋流快分系统动态压力的小波分析[J]. 过程工程学报, 2017, 17(1): 11-20.LI Z, LI M, ZHANG B F, et al. Wavelet analysis of dynamic pressure in vortex quick separation system with annular pre-stripper[J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2017, 17(1): 11-20.

[22] 李建涛, 李智, 卢春喜. 催化裂化密闭快分系统封闭罩内流场优化[J]. 中国粉体技术, 2017, 23(3): 73-80.LI J T, LI Z, LU C X. Optimization of flow field in closing cylinder of circulation stripping vortex quick separator system[J]. China Powder Science and Technology, 2017, 23(3): 73-80.

[23] WEI Y D, SONG J F, SHI M X, et al. Numerical simulation of the asymmetry of gas-phase flow field in a volute cyclone separator[J].Progress in Natural Science, Special Issue, 2005, 15: 99-105.

[24] BLEVINS R D. Applied Fluid Dynamics Handbook[M]. New York:Van No strand Reinhold Company Inc., 1984: 71-79.

[25] BI H T, GRACE J R, ZHU J X. Propagation of pressure waves and forced oscillation of fluidized beds and their effects on measurements of local hydrodynamics[J]. Powder Technology, 1995, 82(3): 239-253.

[26] SUN F X, LU C X, SHI M X. Experiment and numerical simulation of flow field in the multi-arm vortex quick separation system of FCC disengage[J]. Advances in Multiphase Flows, 2004: 146-150.

[27] 魏耀东, 张静, 宋健斐, 等. 旋风分离器自然旋风长的实验研究[J].热能动力工程, 2010, 25(2): 206-210.WEI Y D, ZHANG J, SONG J F, et al. Experimental study of the natural cyclone length of a cyclone separator[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2010, 25(2): 206-210.

[28] 李智. 带有环流预汽提的旋流快分系统动态压力特性研究[D]. 北京: 中国石油大学(北京), 2017.LI Z. Study of dynamic pressure in circulating stripping vortex quick separator[D]. Beijing: China University of Petroleum, 2017.

[29] 王福军. 计算流体动力学分析——CFD软件原理与应用[M]. 北京: 清华大学出版社, 2009: 122-125.WANG F J. Computational Hydrodynamics Analysis—CFD Software Theory and Application[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2009:122-125.

 
王瑛琦,卢春喜,鄂承林
《化工学报》 2018年第05期
《化工学报》2018年第05期文献
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