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气体干法净化旋流吸附耦合设备压降特性

更新时间:2009-03-28

引 言

当今世界,煤炭、石油、天然气等化石能源依然是全球最为主要的供能物质,然而化石燃料的开采、炼制、输送和燃烧供能等过程带来了严重的环境污染。随着世界工业化进程的持续加深,废气和颗粒污染物的排放量与日俱增,全球环境质量日益恶劣。面对如此严峻的污染态势,世界各国都在积极实施和推动以降低污染、清洁供能为目的的化石燃料燃烧供能新技术,并制定了更为严格的污染物排放控制标准[1]。因此针对过程废气的净化处理已成为当务之急,高效节能的气体净化新技术亟需发展,尤其是针对高温气体的原位净化技术的开发显得尤为重要。气体净化技术按照被处理气体的温度高低可分为高温(hot gas,>300℃)、中温(warm gas)和低温气体(cold gas,<100℃)净化三个层次[2]。温度越高,对净化设备的性能、材质等方面的要求也就越高,高温气体净化已成为当今世界气体净化技术攻关的重点,吸引了越来越多的关注[3]

天然气储量丰富,清洁无污染,便于输送,是当今能源发展的重点之一。然而开采出的天然气中含有大量的固体颗粒物、液态水、H2S和CO2等杂质。固体颗粒以及酸性气体在管输过程中会磨损、腐蚀管道和增压机叶片,尤其是粒径在 8 μm以上的颗粒以及酸性气体溶于水形成的酸液,对增压机叶片的磨蚀十分严重,而且容易在管道及其节点处堆积造成管道和阀门的堵塞,严重影响天然气的输送和管道维护,因此在输送和使用前必须对天然气进行净化处理[4]。天然气净化属于常温气体净化,现有净化处理工艺一般是先通过多管式旋风分离器进行颗粒状固液杂质的脱除,继而经过脱硫脱碳吸收塔,利用醇胺等单一或复配溶剂吸收脱除其中的酸性气体,最后再经过脱水吸收塔脱除其中的水分[5]

固体化石燃料和有机物(低质煤、生物质、固体废弃物等)气化提质是满足当今世界电力需求和污染控制的有效途径之一。整体煤气化联合循环(integrated gasification combined cycle, IGCC)和先进加压流化床燃烧技术(advanced pressurized fluidized-bed combustion, PFBC)效率高、污染少,被认为是利用固体化石燃料(尤其是煤炭)产能发电最具前景的技术[6]。相对于不可再生的化石燃料而言,生物质被认为是最具吸引力的可再生能源之一。由于在能源效率和便于应用方面的优势,气化过程仍然是利用生物质能源的最佳选择[7]。然而,这些过程所得到的高温气体产物中含有大量的杂质组分,如固体颗粒物、有毒有害气体(SO2、H2S、HCl等)、重金属(镉、锰、汞等)蒸气、焦油和碱金属及碱土金属等,这些物质将会给下游处理过程带来严重的结焦、磨损和腐蚀问题,而且若其中的有害组分未经处理直接燃烧排放也将对环境产生严重的危害。因此,在产物气体被用于内燃机、发电设备、燃料电池或二次转化为液体燃料以及进行费托合成等过程之前必须进行净化处理][8-13]。在现有高温气体净化处理中,一般先通过旋风分离器进行初次分离,但旋风分离器对10 μm以下颗粒的分离能力有限,还需要再在旋风分离器后面追加陶瓷过滤器或移动床过滤器等过滤除尘设备,进一步过滤分离颗粒状物质,才能达到后续工艺的要求。由于陶瓷滤芯在使用一段时间后需要进行反吹再生,因此该设备无法连续稳定操作;而且,随着过滤的进行,滤芯滤饼积累,通透性变差,压降增高,系统操作波动较大。移动床是指颗粒速度介于固定床和流化床之间的气固两相流动体系,主要包括逆流、顺流和错流三种形式[14]。由于其具有压降小、高通量、耐高温、结构简单、无转动构件、运转周期长以及可循环连续操作的优点,广泛应用于催化重整、颗粒干燥、脱硫和催化裂解等工艺过程中[15]。国际上对颗粒移动床吸附/过滤设备及其流动性能的研究已有多年,涌现出大量的发明专利[16-18]。近二三十年来,移动床也被国内学者用于气体净化领域,并取得了良好的效果[19-24]。利用移动床净化后的气体可以很好地满足后续工艺过程对颗粒含量的限制,但若单纯利用移动床进行固体颗粒物的脱除,针对过程废气中的有毒有害气体的脱除则仍然需要采用杂质气体分离的方法进行进一步的处理。

现有杂质气体分离净化的处理流程大致相同,通常采用溶剂吸收法。溶剂吸收法需分步进行,存在着工艺烦琐,流程复杂,设备占地面积大,溶剂循环量大、易变质,能量消耗大,成本较高等问题。若被处理的过程气为高温气体,则还需要将高温气体降温到 300℃以下,再利用热溶剂法对其中的气体杂质进行吸收分离。这种方法会使高温气体损失大量的有效能,而且溶剂更易变质,在经济上十分不利。因此气体净化技术,尤其是在高温气体净化方面仍然存在着较大的节能改进空间。

鉴于此,本文所要研究的气体干法净化旋流吸附耦合设备将旋风分离器与颗粒移动床有效耦合在一起,以达到实现气(液)固旋流分离与杂质气(液)体吸附/过滤分离同器同时进行的目的。利用旋流分离先除掉一部分固体颗粒状杂质,减少后续移动床吸附/过滤的负荷;同时,移动床对微细粉尘还可以进行二次拦截过滤,进一步提高气固分离的效果;旋风分离器和颗粒移动床所处理气体的温度都可以达到近1000℃,二者的耦合并不会减小该设备适用温度的范围,还可使整个净化流程更加紧凑,缩小设备的占地面积;利用提升管+喷动床组合结构再生吸附剂,实现了吸附剂的循环利用、装置持续长周期运行,从而达到节能高效的目的。本文对这一新型气体干法净化设备的压降和运行稳定性能进行了初步研究,以期为今后的改进提供参考。

1 实 验

气体干法净化旋流吸附耦合设备压降特性实验在一套大型冷模实验装置上进行,其流程如图1所示。

耦合设备主体采用引风微负压操作。实验时开启阀c和阀d,并将转向阀g关向Ⅰ,气体流通路径如图1中实线箭头所示。自然状态下的空气在引风机1′的作用下从耦合设备入口管路进入旋风壳体9,产生旋流运动;之后“旋转着”向心错流穿过移动床夹层10进入旋风中心升气管(即移动床内套筒)并通往外接引风管路,经流量计4计量后流向引风机1′。粉尘颗粒则由螺旋加料器7加入气路,较大的粉尘颗粒经过旋风壳体9分离后在集尘罐11中收集,如图1中细点画线所示。粒径较小的颗粒经移动床夹层10内吸附剂颗粒捕集后,一起进入提升管12。捕集颗粒路径如图1中粗点画线所示。

提升管12中的气体由鼓风机1加压后经流量计3计量,并输往提升管12预提升段底部入口,如图1中短划线箭头所示。内置移动床10中的吸附剂颗粒以及粒径较小的粉尘颗粒与提升管 12中提升气体在预提升段混合后向上流动。在提升管 12出口处接有喷动床再生器 13,吸附剂颗粒与捕集的小颗粒粉尘在喷动床再生器中通过重力沉降实现分离。移动床颗粒由于粒径大而下落;粉尘则由于粒度较小,带出气速小,而被环隙提升气体夹带排出喷动再生器13外,经接管通往14滤袋a过滤后放空。

  

图1 实验装置流程Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

 

1—air blower;1′—draught fan;2—surging tank;3—riser flowmeter;4—cyclone inlet flowmeter;5—backup pipe;6—tracer gas injection port;7—screw feeder;8—manometer;9—cyclone body;10—built-in moving bed;11—dust collecting tank;12—riser;13—spouted regenerator;14—filter-bag a;14′—filter-bag b;15—feed bin;a—atmospheric valve of blower;b,c,d,e—draught/back flow control valve of gas flow path switching;f—atmospheric valve of draught fan;g—switching valve;h—regenerated adsorbents valve;i—dead adsorbents valve;j—dust discharge valve (default state of valve is completely closed in diagram)

  

图2 旋流吸附耦合设备结构尺寸Fig.2 Main dimensions of experimental apparatus

实验所用设备,主要包括旋风分离器、内置移动床吸附套筒和提升管+喷动床再生结构三个部分,装置总高HT=7575 mm,主要结构尺寸见图2。其中,旋风分离器壳体和提升管+喷动床再生结构由有机玻璃构建,以便于观察其内部流动状况;移动床吸附套筒和旋风灰斗锥体选用 304不锈钢材质,移动床筒体和锥体部分由约翰逊网卷制而成;旋风灰斗锥体侧向开有斜管用于连接移动床料腿与提升管+喷动床结构的预提升段。

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实验条件:实验气体为常温常压下空气,入口气量 Q 在 300~880 m3·h1范围内变化,对应入口气速u为3.2~9.4 m·s1。移动床颗粒采用UOP公司 13X-APG空分专用分子筛吸附剂产品,颗粒物性数据见表1。

 

表1 13X-APG分子筛吸附剂物性参数Table 1 Physical parameters of 13X-APG molecular sieve adsorbent

  

Granules ρs/(kg·m3)ρp/(kg·m3)ρb/(kg·m3)>2.6 mm <1.70 mm dp/mm Fraction/% ε 13X-APG 1819 1049 666 0.4 0.17 2.07 0.37

设备静压差由衡欣(台湾)AZ82062型高精度数显压差计进行实时记录,压差计量程为41 kPa,精度为±0.3%满量程(±25℃),分辨率为 10 Pa,响应时间为0.5 s,记录频率为1 Hz。两个压差测量孔分别设置在天圆地方入口前Li=200 mm处的进气管(直径Di=182 mm)上,和距中心升气管(直径Do=118 mm)下端Lo=1500 mm处,压差计所测结果为设备进出口两测点间的静压差P,气量Q由玻璃转子流量计进行计量。

环保清淤技术主要是在清淤作业后可以对河道水质进行改善,具体就是应用专门的螺旋式挖泥装置或密闭式旋转斗轮挖泥设备,疏浚河道河底的淤泥,利用压缩空气和静水压力来清除河底的淤泥。相应的设备不会扰动河底,同时不会污染周围水域。环保清淤技术可以避免出现漏挖、超挖或损伤河道底部原生土的问题,同时不会扰动河道或污染水体,不会对周边居民生活产生影响[2]。

2 结果与讨论

2.1 设备静压差及其稳定性表征

在移动床循环量ω=0时,即固定床状态,对设备在 300~880 m3·h1入口气量下的进出口静压差P进行了测定。待设备运转稳定后,每个气量记录约500个静压差数据,取其第101~400个数据作为测量结果,见图3。由图3可以看出,每个气量下的设备静压差P基本稳定在对应气量下静压差平均值Δ附近,这说明设备在实验气量下运行状态较为稳定。将设备静压差对入口气量作图,如图4所示,随着入口气量的增大,设备静压差与之近似呈二次方(抛物线)关系增大,又因入口气量与入口气速呈正比关系,因此,该设备静压差与入口气速的二次方及其速度头存在较大的线性相关性,即应存在如下关系

3.意外小伤害的处理措施:如果皮肤出现淤青、红肿,应在24小时内冰敷,24小时后热敷;有些伤口要及时清创,并赶往就近医院,根据情况确定是否需要预防破伤风等;还要特别注意避免让宝宝烧伤、烫伤、跌倒、溺水、误服药物或接触有毒的化学品。(来源:科普中国)

 
  

图3 不同入口气量下设备静压差随记录时间的波动状况(ω=0)Fig.3 Fluctuation of static pressure drop with time under different inlet gas flow rates(ω=0)

另从图3中可以看出,随着入口气量的增大,设备静压差波动的绝对值增大,在入口气量为 880 m3·h1时,静压差波动的绝对值达到最大,最大测量值与最小测量值之差约为98 Pa,设备静压差随时间不稳定波动的状况一般用标准偏差σ来描述

 

设备静压差平均值Δ及对应的标准偏差σ计算数据见表2。从表2中可以看到,标准偏差随着入口气量的增大而增大,最大波动情况出现在入口气量为880 m3·h1处,不同气速下的静压差标准偏差σ均在25 Pa以内。虽然标准偏差随着入口气量呈现递增的状态(图4),但是随着入口气量的增大,气体流速随之增大,设备静压差也相应增加,标准偏差仅能表示测量数据相对其算术平均值偏离程度的绝对大小,并不能代表压降波动在整个设备运行压降中所占据的分量,也不能用于表征设备静压差在不同入口气速条件下的稳定性能。因此本文定义无量纲标准偏差σ~,用于描述压降波动在设备整体压降上所占的程度,以方便对不同入口气速下设备静压差稳定性能进行横向比较。

 

表2 设备静压差稳定性表征Table 2 Stability characterization of static pressure drop

  

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图4 设备静压差与入口气量的关系(ω=0)Fig.4 Relationship of average static pressure drop to inlet gas flow rate(ω=0)

无量纲标准偏差σ~指的是标准偏差与相应入口气量下平均静压差的比值

 

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图5 设备静压差稳定性表征Fig.5 Stability characterization of static pressure drop

考虑仪器本身的测量误差以及气体流动的不稳定性,因此在整个实验过程中,设备静压差的波动状况十分微弱,设备运转相对稳定,设备压降性能表现出较大的可预测性。

2.2 设备静压差与移动床循环量的关系

今年当地小麦播种受天气干旱影响,较往年推迟了半个月左右,目前小麦播种已经接近尾声。受此影响,今年当地肥料基层市场启动也较往年有所推迟。再加上粮价低迷,今年农民种地的积极性不高,用肥量较往年减少了2成左右,而且倾向于购买价格低廉的肥料。在这种形势下,今年的化肥市场秩序混乱,更多的低价劣质肥趁机抢占了部分市场。

在入口气量 300~880 m3·h1范围内对三个档位颗粒循环量(ω=0,0.04,022 kg·s1,循环量由容积法测定)下的设备静压差数据进行了测量,如图6、图7所示。

  

图6 不同入口气量下设备静压差与循环量的关系Fig.6 Relationship of static pressure drop to circulation rate under different inlet gas flow rates

  

图7 不同循环量下设备静压差与入口气量的关系Fig.7 Relationship of static pressure drop to inlet gas flow rate under different circulation rates

经分析发现,在实验气速和循环量条件下,移动床循环量ω的大小对设备压降P基本没有影响,这和陈允华等[15]、张立平等[24]的实验结果相同。其原因主要是,在实验范围内,一方面,入口气量不大,移动床夹层当量截面的过滤气速不大,最大仅为0.23 m·s1左右,属于低速错流床状态,还不足以使移动床产生不正常(空腔、贴壁等)工况;另一方面,移动床循环量较小,颗粒运动比较均匀,不足以使床层空隙率发生明显改变。因此,对于低速错流床,在实验循环量范围内,设备静压差不受其影响。

2.3 压降分析

针对常规旋风分离器的压降,前人已经做了大量研究,得到了大量的经验或半经验方程,虽然这些方程均能对所给数据表现出较强的相关性,但均是根据不同条件下实验数据的关联方程。针对旋风分离器压降的理论方程至今并未获得,研究重点则放在如何建立压降与旋风分离器结构参数、气体物性和操作参数的关系上。Cortés等[26]、陈建义[27]对此类方程及其性能都作了归纳和分析。一般旋风分离器压降均写为入口气体速度头的关联式

 

其中,ξ为阻力系数,又称Euler数(Eu),通常将ξ关联为旋风分离器结构尺寸、气体物性及操作参数的函数。

学界对旋风分离器压降的定义仍未统一,有些学者直接将旋风分离器进出口静压差作为旋风分离器压降,并未考虑进出口气体速度头的增量。现在一般认为,进出口静压差直接作为设备压降将比装置实际能耗高出 20%以上;还有一些人认为,气体在流经旋风分离器并从中心升气管排出时产生旋流,旋流方向速度头的增量也要考虑为静压的转变,转换成的旋流方向速度头在测点位置并不能保证完全耗散或恢复,因此,如果要获得准确的设备压降就要求测量点必须距旋风中心升气管下端一定距离,从而抵消旋流作用的影响。Shephered等[28]通过切向入口的旋风分离器在常温常压下的性能实验首先对压降进行了归纳分析,得到阻力系数ξ的关联方程

 

并通过在旋风中心升气管上加装整流子,试图将旋流运动所携带的能量回收,实验结果表明这一措施最高可使设备压降降低约50%,但是这一过程降低了旋风分离器的分离效率;Hoffmann等[29]则通过对管式旋风分离器加装整流叶片进行实验和CFD模拟分析,模拟结果表明,通过改变整流叶片位置和型式,在不影响分离效果的前提下,也可以回收最高约50%的设备压降,这都表明排除旋流作用的影响对确定设备实际压降具有重要意义。

对于本文所要研究的旋流吸附耦合设备而言,进出口测点处的气体流动速度头增量可由式(6)获得,计算值见表3。

作业是小学各项学科进行辅助教学的重要工具,而对于小学科学学科而言,课后作业安排必须紧紧围绕着提高学生动手能力以及推进课外活动生活化这两个目标,改变以往那种枯燥、单一的课后习题或以书写为主的作业,改为以实践为主的作业既能提高学生对于课后作业的喜好程度,还能在很大程度提高学生的实际操作能力,落实核心素养的培养。

 

由于移动床吸附套筒的存在,气流在错流穿过移动床夹层时,将被颗粒移动床夹层整流,旋流作用将极大减弱,因此可以假设从中心升气管排出的气体已经不存在旋流作用。旋流吸附耦合设备的实际压降ΔPa可由式(7)获得

 

将设备实际压降ΔPa分为入口段管路摩擦损失Fil;入口天圆地方摩擦损失Fi2;旋流体摩擦损失Fc;移动床夹层摩擦损失 Fm以及中心升气管摩擦损失Fo五个部分,即

 

对管路摩擦阻力的计算可采用范宁公式[30]

 

阻力系数λ由考莱布鲁克公式计算获得

 

Re≥20000时,式(11)可简写为

 

(1)入口段管路摩擦损失

Am ——移动床气体流通的当量截面积,mm2

A ——旋风分离器筒体截面积,mm2

 

在入口气量为 300 m3·h1时,入口管管流Reynolds数Re=38773>20000,即在实验气量下入口管路气体流动均为湍流状态,因此可由式(12)计算得到碳钢管摩擦系数λ=0.0223,由式(10)计算得到阻力系数ξi1=0.0245,故入口段管路摩擦损失Fi1可写为

 

(2)入口天圆地方摩擦损失

入口天圆地方材质也为普通碳钢,其阻力系数与天圆地方结构有关

选用彩色多普勒诊断仪,探头频率选择6~18MHZ的高频探头,选用骨骼肌肉条件,采用二维及能量多普勒条件;进行踝部与足背部检查时,患者呈仰卧位,屈膝使足部平贴于检查床,进行前侧、内侧、外侧检查,进行足跟部检查时,患者呈俯卧位,使足部悬在检查床外,所有关节检查均采取双侧对照检查,重点检查第一跖趾关节[2]。

 

由于该结构天圆地方进出口横截面积近似不变(A2/A1≈1),没有变径的存在,因此不会造成额外的摩擦阻力,故天圆地方摩擦阻力系数可等效为相同长度和当量直径的圆管(Li2=350 mm,Di=182 mm),即摩擦系数λ=0.0223,入口天圆地方阻力系数可由式(10)计算得到ξi2=0.0429,故入口天圆地方摩擦损失Fi2可写为

 

(3)移动床摩擦损失

移动床摩擦损失 Fm即为气体流经移动床颗粒间隙时,气流与颗粒摩擦所造成的气体压降。对于颗粒床压降与流体流速的关联式方程,应用最经典的当属欧根方程[31]

 

张立平等[24]对两侧用金属丝网夹持移动床颗粒层进行了研究,实验时用两种颗粒在七种床层厚度下测定了无灰负荷时固定床压降与气体流速之间的关系,并对欧根方程作了修正;吴晋沪[21]也根据移动床过滤压降的实验数据对欧根方程作了修正;陈允华等[15]的实验结果表明,欧根方程对于较低移动床过滤气速的情况而言准确度较高,其实验值在以欧根方程推导的床层压降附近,误差在±15%以内,吻合状况相对较好。本文采用经典的欧根方程对筒锥形移动床套筒压降进行计算,式(16)中H为床层厚度,本文采用套筒夹层厚度 dmε为颗粒床层空隙率;常温常压下空气黏度μ为 1.81×105 Pa·s,密度ρ为 1.205 kg·m3dp为吸附剂颗粒的平均粒度;ug为移动床床层表观错流气速。

学生的评价是对带教老师教学工作直接和客观的评价,是衡量教学质量的指标之一[5]。PDCA 循环带教过程中,学生自主学习,发现问题后和带教老师,直接交流,对问题的共同探讨,缩短了师生之间的距离,增加了学生和老师之间的沟通和交流。同时增加了学生对老师的满意度。年度考核学生对老师的满意度达到89%,较前一年同期满意度提高15%。

 

式中,Am为移动床气体流通的当量截面积。令κ1=A/Am,则有

 

则移动床床层压降可写为

 

这里假设旋流体内气体在移动床约翰逊网外表面均匀分布,选取移动床筒体夹层对数平均直径 所在截面为气体流通的当量截面,当量截面内锥下端面直径为,如图2所示,则移动床气体流通当量截面积Am

 

其中

 

故有

工程的最大特点,就是建设的单位繁多、施工的单位繁多、设计的单位繁多以及施工工作交叉的作业繁多。正是因为这些繁多的特点,使得工程在管理当中存在各自为政,合作意识差的问题。因为这些单位中有些单位不存在合同从属的关系,使得各个管理部门在办事的速度、习惯和方法均不相同,加上施工之前没有进行良好的沟通,出现问题了也不及时的寻求解决问题的方法,没有积极的合作意识,使得施工现场秩序混乱,这就严重的影响了施工的进展,严重降低了项目的成本。

 

代入数值,得κ1=0.0246,将其代入式(19),从而得到移动床夹层压降的数值表达式

3.评价指标权重和分值。考评内容比较全面准确地反映出一个工程科技人员的能力和业绩现状,较好地体现了国家和中国石化有关工程技术职务条例和对晋升各级职务的要求。根据多年职称评审工作实践总结,结合工程技术职务自身特点,笔者认为,按照5∶5的比例确定定性和定量部分所占比重较为合理,按总分数由高到低依次排列参评人员顺序。具体分值和权重情况如表1所示。

 

 

Dmi ——移动床锥体内径,mm

中心升气管为直径118 mm的304不锈钢管,绝对粗糙度ε1=0.0015 mm,在入口气量 300~880 m3·h1条件下,管流 Reynolds数可由式(13)获得,其中升气管中气速uo由式(26)计算

 

κ2=A/Ao=2.3789,则

 

在入口气量300 m3·h1的条件下,管流Reynolds数 Re=59861>20000,即中心升气管管路气体在实验气速范围内均为湍流状态,因此不锈钢管摩擦系数λ可由式(12)计算得到λ=0.0084;中心升气管管路摩擦阻力系数可由式(10)计算得到ξo=0.1068。

 

(5)旋流体摩擦损失

旋流体摩擦损失 Fc是指流体在旋风分离器壳体和移动床夹层之间的环隙旋流向下运动过程中所产生的压降,可由式(29)获得

 

计算结果列于表3。从表中可以看出,对于设备的实际压降,进出口管路所造成的压力损失很小,主要损失在旋流体摩擦损失和移动床摩擦损失上。将设备主要压降与入口气速的关系作图如图8所示,可以看出,相对于移动床摩擦损失,设备实际压降主要是由于旋流体摩擦损失造成的。将计算所得的旋流体摩擦损失 Fc关联为旋风入口气体速度头的函数,如图9所示。

所得各气量下设备静压差无量纲标准偏差列于表2中,从表中可以看出,静压差波动的无量纲标准偏差 大致维持在0.35%左右,且均小于0.4%。从图5中可以看到,标准偏差随着入口气速的增大呈现出渐增的状态,而无量纲标准偏差则相对稳定在0.4%以下,无量纲标准偏差的趋势和实际状况更为吻合。

 

表3 设备压降及各摩擦损失Table 3 Pressure drop of equipment and different Friction loss

  

Q/(m3·h1) u/(m·s1) ug/(m·s1) uo/(m·s1) ΔP/ Pa Δ(ρu2/2)/ (kg·m1·s2) ΔPa/ Pa Fi1/ Pa Fi2/ Pa Fm/ Pa Fio/ Pa Fc/ Pa 300 3.20 0.08 7.62 108 28.80 78.96 0.15 0.27 23.49 3.74 51.32400 4.27 0.11 10.16 193 51.21 141.95 0.27 0.47 33.07 6.64 101.50500 5.34 0.13 12.70 283 80.01 202.62 0.42 0.74 43.53 10.38 147.56600 6.41 0.16 15.24 399 115.21 283.58 0.61 1.06 54.86 14.94 212.11700 7.47 0.18 17.78 546 156.82 388.68 0.82 1.44 67.06 20.34 299.02800 8.54 0.21 20.32 710 204.82 505.22 1.08 1.89 80.14 26.57 395.56880 9.40 0.23 22.35 848 247.84 599.93 1.30 2.28 91.23 32.14 472.97

  

图8 压降与入口气速的关系Fig.8 Relationship of pressure drop to inlet gas velocity

  

图9 旋流体摩擦损失与入口速度头的关系Fig.9 Relationship of vortex motion friction loss to inlet gas velocity head

 

经拟合得ξc=8.8825,拟合方程的相关性系数R2=0.9997,即旋流体摩擦损失可写为

对于错流式移动床,错流气速对床层气固两相流动以及装置处理量具有重要影响。若表观错流气速过大,将使床层近下流面颗粒受到的壁面摩擦力增大,颗粒下行运动受阻,甚至发生滞留,引发空腔、贴壁等不正常操作[25],设备静压差将出现剧烈波动。若错流气速过小,将影响装置的处理能力。

 

综合以上各部分摩擦损失,设备实际压降的计算公式可写为

 

普通旋风分离器在无尘状态下的阻力系数ξ一般在10~20之间[26],与普通旋风分离器相比,旋流吸附耦合设备压降中的旋流体阻力系数ξc仅为8.8825,相对较小。而且,虽然在旋风分离器中心管外侧沿圆周增加了一层移动床夹层,然而这一夹层的增加并没有使设备实际压降出现明显增大,反而略靠近普通旋风分离器压降的低值,造成这一现象的主要原因可能包括:一方面移动床夹层本身厚度不大,同时移动床采用的颗粒粒度较大,床层空隙率比较大,气体流经移动床夹层时所造成的摩擦损失不大;另一方面,由于内置移动床夹层占据了旋风分离器内旋流的位置,对旋风分离器内旋流场产生一定的影响,可能使其旋流强度减弱,从而减少了压降损失。影响旋风分离器分离效率的主要因素是外旋流场强度、内旋流底部的涡旋摆动(俗称“龙摆尾”)以及升气管下口附近的短路流。移动床下行颗粒的引入对外旋流的影响不大,主要是削弱了内旋流,同时设置在中心的移动床颗粒的下料管还具有一定的稳涡作用,可以有效抑制内旋流的涡旋摆动,因此综合作用的结果对旋风分离效率的影响可能不会太大,定量的影响规律有待后续实验验证;再者,内置移动床对径向穿过夹层的气体还可起到整流的作用,旋流运动储存的能量也被转化为了中心升气管内气体静压,因而整体表现出设备压降略有减小的情况。

  

图10 加尘条件下的旋流轨迹Fig.10 Trajectory of vortex motion with dust added

为确定旋风分离器壳体与移动床套筒之间旋流体的存在,实验中通过在入口气量880 m3·h1的条件下手动加尘初步考察了设备内旋流状况,实验结果如图10所示,根据旋风分离器器壁灰尘的轨迹可以看到明显的外旋流运动,但具体的旋流长度、强度以及内旋流是否存在还有待进一步考察。

3 结 论

(1)为考察设备静压差与旋风入口气速的关系,分别对在七个档位入口气量下的静压差数据进行了测量,定义了无量纲标准偏差用于描述设备静压差在一定气量下运行时的稳定性能,结果表明设备整体运转稳定,设备静压差无量纲标准偏差维持在0.4%以下。

学院重视教师实践技能的提高,测控专业教师指导学生参加各种竞赛项目逐年增多,同时多名教师参加工程实践能力提升的各种培训活动,先后有三人参加浙大中控集散控制系统培训,三人参加西门子PLC应用技术培训,三人参加辽宁省教育厅的举办的“卓越工程师教育培养工程”等教师培训,大大提升了教师的综合实践能力。

(2)实验条件下移动床循环强度的大小对设备静压差没有影响。

(3)设备实际压降与入口气速呈现出良好的二次方程(抛物线)关系,与普通旋风分离器压降方程相仿,说明所构建设备的实际压降具有较好的可预测性,后期可以通过对设备结构参数的改进来减小设备压降,提高设备性能。

频域分析表明,当IGBT断路故障发生时,对输入电流进行频域分析会发现其在开关频率附近的谐波含量会增加。由于是在频域中进行的特征频率分析,排除了其他频率信号的干扰,提高可靠性,避免了误判断。

(4)将所获得的设备实际压降划分为进、出口管路沿程摩擦损失、入口天圆地方摩擦损失、旋流体摩擦损失和移动床摩擦损失五个部分,内置移动床压降采用欧根方程计算获得,获得了旋风体摩擦损失及设备实际压降的关联方程。

(5)分析了所构建设备与常规旋风分离器相比,压降没有明显增大的原因,通过初步加尘实验确认了旋流作用的存在,为以后的优化改进提供了参考。

符 号 说 明

诸暨市在“大调解”体系建设过程中,把首要工作放在调解组织的健全完善方面。经过多年建设,该市已建立覆盖村、镇乡(街道)、市三级的完备的调解组织体系。截止2017年底,全市建立各类调解组织741家,其中,村、社区调委会533家,镇乡(街道)调委会27家,企事业单位调委会149家,行业性专业调委会12家,在17家公安派出所设立20家人民调解工作室。

入口管为直径182 mm的普通碳钢管,绝对粗糙度ε1= 0.3 mm,在入口气量 300~880 m3·h1条件下,管流Reynolds数可由式(13)获得

Ao ——中心升气管截面积,mm2

A1 ——天圆地方方形端截面积,mm2

A2 ——天圆地方圆形端截面积,mm2

a ——旋风分离器入口高度。mm

b ——旋风分离器入口宽度,mm

D ——旋风分离器筒体直径,mm

De ——旋风分离器锥体排尘口直径,mm

Di ——旋风分离器进气管直径,mm

(4)中心升气管摩擦损失

Dmo ——移动床锥体外径,mm

Do ——旋风分离器中心升气管直径,mm

——移动床筒体对数平均直径,mm

——移动床锥体下端当量直径,mm

dm ——移动床夹层厚度,mm

dp ——吸附剂颗粒的平均粒度,mm

F ——设备阻力损失,Pa

Fc ——旋流体摩擦损失,Pa

Fi1 ——入口管路摩擦损失,Pa

Fi2 ——天圆地方摩擦损失,Pa

Fm ——移动床摩擦损失,Pa

Fo ——出口管路摩擦损失,Pa

H ——旋风分离器筒体高度,mm

Hm ——移动床筒体高度,mm

Hmci ——移动床内锥体高度,mm

HT ——装置总高,mm

Li ——管路长度,mm

Li1 ——入口管路长度,mm

Li2——天圆地方当量圆管长度,mm

Lo——出口管路长度,mm

l——天圆地方长度,mm

ΔP——设备静压差,Pa

Δ——设备平均静压差,Pa

ΔPa——设备实际压降,Pa

ΔPm——移动床夹层压降,Pa

Q ——设备入口气量,m3·h1

u——设备入口气速,m·s1

ug——移动床床层表观错流气速,m·s1

uo——设备出口气速,m·s1

ε——颗粒床层空隙率

ε1——绝对粗糙度,mm

κ1——AAm之比

κ2——AAo之比

λ——管路摩擦系数

μ——空气黏度,Pa·s

ξ——阻力系数

ξc——旋流体阻力系数

ρ——空气密度,kg·m3

σ——标准偏差,Pa

σ~——无量纲标准偏差,%

ω——移动床颗粒循环量,kg·s1

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高思鸿,张丹丹,范怡平,卢春喜
《化工学报》 2018年第05期
《化工学报》2018年第05期文献
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