隔板式內(nèi)循環(huán)流化床顆粒循環(huán)速率實驗與模型

江國棟，魏利平，吳長松，彭瀏暢，何楠，陳志文

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隔板式內(nèi)循環(huán)流化床顆粒循環(huán)速率實驗與模型

江國棟，魏利平，吳長松，彭瀏暢，何楠，陳志文

（西北大學(xué)化工學(xué)院，陜北能源先進(jìn)化工利用技術(shù)教育部工程研究中心，陜西西安 710069）

在不同操作參數(shù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)下對隔板式內(nèi)循環(huán)流化床的顆粒內(nèi)循環(huán)速率進(jìn)行了實驗研究，研究了高速區(qū)和低速區(qū)的流化速度、靜床層高度、隔板間隙等參數(shù)對顆粒內(nèi)循環(huán)流動的影響。結(jié)果表明這4個參數(shù)對顆粒內(nèi)循環(huán)速率都有顯著的影響，當(dāng)其他3個參數(shù)確定時，隨著其中一個參數(shù)的增加，顆粒內(nèi)循環(huán)速率均呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢，這一結(jié)果表明，顆粒內(nèi)循環(huán)過程是多種操作和結(jié)構(gòu)參數(shù)的非線性復(fù)雜系統(tǒng)。為預(yù)測顆粒內(nèi)循環(huán)速率，修正了La Nauze 模型，該模型無須提供壓降參數(shù)即可計算顆粒內(nèi)循環(huán)速率，對于多種顆粒，其計算結(jié)果和實驗相差在23%之內(nèi)。

內(nèi)循環(huán)；流化床；兩相流；顆粒循環(huán)率；空隙率

引 言

內(nèi)循環(huán)流化床作為一種氣固接觸時間長，反應(yīng)效率高的反應(yīng)器被相繼應(yīng)用于石油、化工、冶金、環(huán)保等工業(yè)領(lǐng)域[1-3]。它具有顆粒在反應(yīng)器中停留時間長、結(jié)構(gòu)緊湊、造價低廉等優(yōu)點[4-5]。近年來，各種內(nèi)循環(huán)流化床反應(yīng)器被相繼開發(fā)出來[6-7]。顆粒循環(huán)速率是內(nèi)循環(huán)流化床設(shè)計運行的重要參數(shù)之一，對內(nèi)循環(huán)流化床反應(yīng)器內(nèi)的流動及傳遞過程具有重要影響。方夢祥等[8]研究了一種并列雙流化床結(jié)構(gòu)煤氣化爐的顆粒循環(huán)規(guī)律，提出了合理結(jié)構(gòu)尺寸及操作工況。Jin等[9]研究了內(nèi)循環(huán)流化床中氣體旁通及其對顆粒內(nèi)循環(huán)速率的影響。Cheng等[10]在中心提升管內(nèi)循環(huán)流化床中，獲得了利用壓差預(yù)測顆粒循環(huán)速率的關(guān)聯(lián)式。不同的床體結(jié)構(gòu)和操作條件對顆粒內(nèi)循環(huán)速率具有較大影響[11-12]，因此研究確定內(nèi)循環(huán)流化床的顆粒循環(huán)特性對獲得最佳的設(shè)計運行參數(shù)具有重要意義[13-14]。

本文研究了隔板式內(nèi)循環(huán)流化床固體顆粒內(nèi)循環(huán)流動特性，通過追蹤著色顆粒運動軌跡的方法獲得了固體顆粒循環(huán)速率，研究了高氣速和低氣速區(qū)的表觀流化速度、隔板間隙高度和初始床層高度對顆粒循環(huán)速率的影響規(guī)律。

1 實驗及測量方法

1.1 實驗裝置

隔板式內(nèi)循環(huán)流化床實驗裝置如圖1所示，主要由流化床主體、布風(fēng)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成?？諝庥闪_茨風(fēng)機(jī)輸出，經(jīng)由浮子流量計和渦街流量計分別進(jìn)入高低氣速分布器，經(jīng)氣體分布器進(jìn)入內(nèi)循環(huán)流化床，使顆粒流化并循環(huán)流動。

1—fan；2—valve；3—flowmeter；4—slow zone windy room；5—fast zone windy room；6—clap-board clearance；7—tracer entrance；8—clap-board；9—pressure orifice；10—pressure sensor；11—data acquisition card； 12—computer；13—camera

床體用厚8 mm的有機(jī)玻璃板制成，總高71 cm、內(nèi)徑10 cm，內(nèi)部設(shè)有高為14.5 cm的隔板，它將流化床分成左右兩部分，隔板與布風(fēng)板的間隙高，使流化床底部連通，通過改變隔板位置調(diào)節(jié)隔板間隙高度。工作時，通過高低兩個布風(fēng)室鼓風(fēng)，在高速布風(fēng)區(qū)形成鼓泡床，低速布風(fēng)處形成移動床。隔板上方,物料由高速區(qū)回流至低速區(qū)；下方，物料經(jīng)由隔板底部間隙從低速區(qū)流向高速區(qū)，從而形成物料在床內(nèi)的內(nèi)循環(huán)流動。在低速床間隙處與距間隙豎直距離7 cm處分別設(shè)置測壓孔口。實驗采用玻璃微珠（2600 kg·m-3，0.1～0.2 mm，mf=0.02 m·s-1，mf=0.48）、石英砂（2650 kg·m-3，0.2～0.4 mm，mf=0.078 m·s-1，mf=0.51）以及鹽顆粒（2165 kg·m-3，0.2～0.4 mm，mf=0.064 m·s-1，mf=0.5）作為實驗材料。

1.2 測量方法

利用壓差法測量低速床平均固含率，具體方法是用壓力傳感器測量兩軸向位置間的低速床層壓差，利用壓差與低速床兩測點間氣固混合情況之間的關(guān)系，可求得不同工況下低速區(qū)的平均固含率[15]，如式（1）所示

D=[ss+f(1-s)]′ (1)

式中，D為低速區(qū)兩測點間平均壓差，s為顆粒密度，f為空氣密度，此處忽略不計，′為低速區(qū)兩測點間的距離，s為低速床平均固含率。該方法忽略了壁面摩擦力對壓降的影響，使得到的s低于實際值。

實驗中采用染色顆粒示蹤方法來測量顆粒在循環(huán)段中的平均運動速度。使用紅色玻璃微珠顆粒作為示蹤顆粒，待顆粒開始穩(wěn)定循環(huán)后通過導(dǎo)管加入定量示蹤顆粒，同時用攝像機(jī)記錄顆粒運動情況。在移動床體一定距離s間計時，通過人工慢放錄像讀取示蹤顆粒通過該段所用時間，故顆粒在移動床中下降平均速率s可由式（2）求得

使用染色顆粒示蹤法測量顆粒速度比較直觀，但當(dāng)移動床內(nèi)鼓泡時，內(nèi)部顆粒與壁面處顆粒運動情況不同，可能會造成一定誤差。顆粒循環(huán)速率可由式（3）進(jìn)行計算

se=sss(3)

2 實驗結(jié)果與討論

流化床結(jié)構(gòu)參數(shù)、操作氣速以及物性參數(shù)對顆粒循環(huán)速率有直接影響[16]。本文考慮了操作氣速、靜床層高度以及間隙高度對玻璃微珠顆粒循環(huán)速率的影響，并在合適的床體結(jié)構(gòu)下比較不同物料的循環(huán)特性。

2.1 氣速對顆粒循環(huán)速率的影響

在隔板內(nèi)循環(huán)流化床中，當(dāng)高速區(qū)與低速區(qū)氣速不同時，會導(dǎo)致兩區(qū)域的固含率不同，同時在間隙兩側(cè)相同高度處會形成一定的壓力差，在此壓差的推動下固體顆粒會由低速區(qū)向高速區(qū)流動，形成床體內(nèi)的顆粒內(nèi)循環(huán)流動[17-18]。

圖2為移動床氣速m不變時，高速床氣速f變化對顆粒循環(huán)速率和低速區(qū)平均固含率的影響?？梢钥闯觯S著高速區(qū)氣速的增加，低速區(qū)平均固含率和顆粒循環(huán)速率先增加，當(dāng)增加到某一數(shù)值后又減小。低速區(qū)平均固含率主要由顆粒在間隙處的阻力、低速區(qū)鼓泡頻率以及隔板上方進(jìn)入低速區(qū)的顆粒量決定。當(dāng)高速區(qū)氣速增加時，顆粒經(jīng)由上方隔板落入低速區(qū)的量增多，所以s增加；當(dāng)高速區(qū)氣速f/mf>11時，間隙兩側(cè)壓差大，顆粒運動推動力增加，低速區(qū)顆粒通過間隙處流向高速區(qū)的量比高速區(qū)經(jīng)由隔板頂部流向低速區(qū)的量多，使s減小。

顆粒循環(huán)速率主要取決于孔口兩側(cè)的壓差和間隙處顆粒流動的阻力[19]。當(dāng)f較小時，間隙兩側(cè)壓差較小，此時低速區(qū)氣體大部分沿床體向上運行，使低速區(qū)產(chǎn)生少量鼓泡，阻礙低速區(qū)顆粒下行，顆粒循環(huán)速率較小。隨著f的增加，高速區(qū)顆粒落入低速區(qū)量增加，使低速區(qū)平均固含率增加，此時低速區(qū)氣體由于向上運行阻力增加而使通過間隙竄流到高速區(qū)的量增大，從而使低速區(qū)鼓泡減少，顆粒向下流動的阻力減少，故顆粒循環(huán)速率s增加。當(dāng)f/mf>13時，高速區(qū)鼓泡劇烈，氣泡的存在使高速區(qū)床層阻力降低，大部分高速區(qū)氣體短路通過床層，此時由高速區(qū)向低速區(qū)的氣體串通率趨于穩(wěn)定[6]。而高速區(qū)鼓泡頻率的增加會使間隙處顆粒流動阻力增大，從而顆粒循環(huán)率有所降低。由圖中可以看出當(dāng)f/mf=11～13.2時，顆粒循環(huán)速率較大。

當(dāng)高速床氣速f不變時，低速床氣速m變化對內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)顆粒循環(huán)速率和低速床平均固含率s也會產(chǎn)生影響，如圖3所示。由圖3可知，隨著低速床氣速的增加，s先增加后減小。低速區(qū)氣速的增加使間隙兩側(cè)壓差減小，顆粒循環(huán)推動力減小，s增加；當(dāng)m/mf=5時s達(dá)到最大值，隨后m的增大使低速區(qū)鼓泡頻率有所增加，則s減小。

由圖3可以看出，隨著低速床氣速的增加，顆粒循環(huán)速率s先增加后減小。低速床氣速較小時，低速床顆粒流動性差，而高速區(qū)床層密度較低，間隙處阻力較小，一部分低速區(qū)氣體通過間隙竄流至高速區(qū)；隨著m增加，低速床顆粒流動性增加，有助于提高床體內(nèi)的顆粒循環(huán)速率；但隨著m的增加，低速區(qū)鼓泡頻率也會增加，氣體短路通過床層，使床間氣體旁路減少，此時顆粒流動性雖好，但兩床間隙處壓差有所降低，推動力減小，故顆粒循環(huán)速率減小。由圖中可以看出m/mf=4.5～6.2時，顆粒循環(huán)速率較大。

2.2 靜床高度對顆粒循環(huán)率的影響

圖4為靜床層高度對顆粒循環(huán)率和低速區(qū)平均固含率s的影響。可以看到隨著初始床層高度的增加，s先減小后增加，而顆粒循環(huán)率先增加而后逐漸降低，且在隔板高度附近出現(xiàn)最大值，黃立成等[20]的實驗中也得到類似的結(jié)論。當(dāng)靜床高度較小時，床層表面離隔板的距離較遠(yuǎn)，而在相同氣速下顆粒膨脹有限，高速區(qū)顆粒不易越過隔板進(jìn)入低速區(qū)，使間隙處推動力較小，所以s較大，顆粒循環(huán)率較低；當(dāng)靜床層高度進(jìn)一步增大時，低速區(qū)平均固含率增加，此時低速區(qū)床層表面高于隔板的部分流化容易逆向流入高速區(qū)，使高速區(qū)流入低速區(qū)的顆粒減小，從而降低了間隙兩側(cè)的壓差，使顆粒循環(huán)速率減小?？梢娨玫阶罴训念w粒循環(huán)率，隔板高度要求在初始床料高度附近，即/=1～1.12時顆粒循環(huán)效果最好。

2.3 間隙高度對顆粒循環(huán)率的影響

圖5為隨間隙高度變化的顆粒循環(huán)速率和低速區(qū)平均固含率s的變化曲線。由圖5可知，s隨間隙高度的增加先減小后增大。隨著間隙高度增加，顆粒流通截面增加，且此時隔板上方由高速區(qū)流入低速區(qū)的顆粒量基本不變，導(dǎo)致s減小。當(dāng)/>0.22時，由于高速區(qū)氣體旁路對內(nèi)循環(huán)的影響較大，使顆粒通過間隙處的阻力增加，進(jìn)而使s增加。

由圖5可知，隨著間隙高度的增加顆粒循環(huán)率先逐漸增加后減小。顆粒通過孔口的流動截面高度和間隙高度是不同的，間隙高度較小時，顆?？晒┝鲃拥慕孛娣e較小，并在間隙處會出現(xiàn)顆粒聚集現(xiàn)象，這樣會阻礙顆粒從低速區(qū)向高速區(qū)的流動；間隙較高時，顆粒流動高度僅占間隙高度一部分，而且此時高速區(qū)氣體向低速區(qū)竄流的可能性增加反而增加了顆粒流動的阻力，使顆粒循環(huán)速率減小。方夢祥等[8]通過對一種并列雙流化床的實驗研究，發(fā)現(xiàn)當(dāng)間隙高度較小時，對于整個間隙高度都有顆粒流動，而間隙較大時，顆粒通過間隙高度的瞬時速度分布呈現(xiàn)出拋物線形，且由于氣體旁路的影響，顆粒流通截面僅占間隙高度的一部分，因此對于隔板式流化床也存最優(yōu)的間隙高度使顆粒循環(huán)率保持較高水平。對于玻璃微珠，間隙高度控制在/= 0.2～0.35之間顆粒循環(huán)速率較大。

2.4 顆粒特性對顆粒循環(huán)率的影響

床料的密度、顆粒直徑、流化特性等也會對顆粒在床內(nèi)的循環(huán)率產(chǎn)生影響[21-22]。圖6為相同的間隙高度和靜床高度下玻璃微珠、石英砂以及鹽的顆粒循環(huán)速率隨高氣速的變化曲線?？梢钥闯鰧τ诹较嗤氖⑸芭c鹽，密度較大的顆粒循環(huán)率較大。這是由于較高密度會增加相同床高下的壓力差，故顆粒循環(huán)率增大。而玻璃微珠由于其粒徑較小，在低速區(qū)產(chǎn)生的鼓泡較多，阻礙了顆粒下降，故顆粒循環(huán)率較低。

3 顆粒循環(huán)率的計算

內(nèi)循環(huán)流化床顆粒循環(huán)率模型目前主要針對顆粒在提升管或下降管流動的研究，對顆粒通過水平孔口的研究較少[23-24]。目前文獻(xiàn)中主要的預(yù)測模型主要分為3類：①壓降測量為基礎(chǔ)的預(yù)測模型[8,11,25]；② 以表觀氣速比及物性特性為變量的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式[26]；③ 以系統(tǒng)建模為基礎(chǔ)的理論預(yù)測[27-28]。在內(nèi)循環(huán)流化床的設(shè)計過程中，通過壓降計算內(nèi)循環(huán)率的方法并不方便，而壓降往往難以估計。模型②根據(jù)給定氣速及床層參數(shù)計算內(nèi)循環(huán)率，具有明顯的快速計算優(yōu)勢，然而由于實驗范圍有限，經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式的適用性受到了限制。模型③針對整個系統(tǒng)進(jìn)行建模，通過建立物料守恒方程和受力平衡方程實現(xiàn)顆粒循環(huán)率的預(yù)測，這種模型具有較強(qiáng)的通用性。La Nazue[18]針對顆粒流建立勢能與動能守恒方程

式中，為顆粒流經(jīng)的壁面面積，為流動截面積，針對本文床體結(jié)構(gòu)，在高速區(qū)和低速區(qū)的流動壁和截面積相等，鼓泡區(qū)氣泡體積分?jǐn)?shù)b為

(5)

本文采用Davies等[29]的模型計算氣泡上升速度b=0.71(b)0.5，采用Horio等[30]的模型計算氣泡尺寸b。由式（4）計算得到間隙處顆粒流動速率s，進(jìn)而根據(jù)sc=svs(1-mf)獲得顆粒循環(huán)率。

式（4）中為顆粒流動過程的能量損失系數(shù)。La Nazue在提升管內(nèi)循環(huán)流化床中通過實驗測得了顆粒與壁面摩擦力的大小，以此來表征動能損失，并將它與關(guān)聯(lián)擬合得到。其中為單位時間單位面積內(nèi)與壁面碰撞的顆粒質(zhì)量，而的大小表征了對于不同的床體，在不同操作條件下，顆粒運動過程能量損失大小。本文中使用的隔板式內(nèi)循環(huán)流化床在高速區(qū)顆粒數(shù)量較提升管內(nèi)循環(huán)流化床多，在此使用不同的系數(shù)修正。

圖7比較了修正的La Nazue 模型預(yù)測的玻璃微珠結(jié)果和實驗測量值，可見系數(shù)的取值對預(yù)測結(jié)果影響較大。對于玻璃微珠當(dāng)時誤差小于15%，而石英砂和鹽，在=1時誤差分別小于8%和23%，預(yù)測結(jié)果較好。玻璃微珠粒徑較石英砂與鹽小，單位時間落在單位壁面上的顆粒量較多，故較大。可見根據(jù)實驗測量結(jié)果修正，可獲得較好的預(yù)測結(jié)果預(yù)測。

La Nauze 模型通過系統(tǒng)建模避免了文獻(xiàn)中常用到的根據(jù)壓降計算循環(huán)率的問題，但是La Nauze 模型中沒有考慮間隙高度大小所造成的間隙處動能損失，以及移動床氣速和氣體旁通等參數(shù)對顆粒循環(huán)流動過程中動能影響，故該模型適用于低速床流動性較好、靜床高度在隔板附近的情況。該模型有待進(jìn)行進(jìn)一步研究完善，以預(yù)測復(fù)雜的顆粒循環(huán)流動過程。

4 結(jié) 論

（1）玻璃微珠在隔板式內(nèi)循環(huán)流化床內(nèi)的冷態(tài)實驗研究表明：高速區(qū)和低速區(qū)的流化速度、靜床層高度、隔板間隙等參數(shù)對顆粒內(nèi)循環(huán)流動有較大影響，當(dāng)其他3個參數(shù)確定時，隨著其中一個參數(shù)的增加，顆粒內(nèi)循環(huán)率均呈現(xiàn)先增加后減小的趨勢。當(dāng)操作氣速f/mf=11～13.2，m/mf=4.5～6.2，間隙高度與隔板高度之比為/=0.2～0.35，靜床高度在隔板附近時，會取得較高的顆粒循環(huán)速率。

（2）采用修正的La Nauze模型，由實驗操作參數(shù)及物性參數(shù)，計算得到的玻璃微珠、石英砂以及鹽顆粒循環(huán)速率與實驗值誤差分別小于15%、8.5%和23%，能較好地預(yù)測顆粒在流化床反應(yīng)器內(nèi)的循環(huán)流動情況。

符 號 說 明

A——顆粒流動截面積，m2 db——氣泡尺寸 fb——氣泡體積分?jǐn)?shù) Gsc——計算顆粒循環(huán)率，kg·m-2·s-1 Gse——實驗顆粒循環(huán)率，kg·m-2·s-1 H——靜床層高度，cm H′——臨界流化速度下，間隙中部距離床層表面高度，cm h——間隙高度，cm h′——低速床兩測壓孔口間距離，cm L——隔板高度（不包括間隙高度），cm Ls——示蹤劑運動距離，m S——壁面面積，m2 t——示蹤劑運動時間，s u——操作氣速，m·s-1 ub——氣泡上升速度，m·s-1 vs——間隙中顆粒流動速度，m·s-1 emf——臨界流化空隙率 es——低速區(qū)平均固含率 x——能量損失系數(shù) rf——空氣密度，kg·m-3 rmf——臨界流化速度下床層密度，kg·m-3 rs——顆粒密度，kg·m-3 下角標(biāo) f——鼓泡床 m——移動床

References

[1] RHODES M J, LAUSSMANN P. A study of the pressure balance around the loop of a circulating fluidized bed[J]. Canadian Journal of Chemical Engineering, 1992, 70(4): 625-630.

[2] CHENG L, WANG Q, SHI Z,. Heat transfer in a large-scale circulating fluidized bed boiler[J]. Journal of Power Engineering, 2007, 1(4): 477-482.

[3] KIM J S, TACHINO R, TSUTSUMI A. Effects of solids feeder and riser exit configuration on establishing high density circulating fluidized beds[J]. Powder Technology, 2008, 187(1): 37-45.

[4] LEE J M, YONG J K, SANG D K. Catalytic coal gasification in an internally circulating fluidized bed reactor with draft tube[J]. Applied Thermal Engineering, 1998, 18(11): 1013-1024.

[5] YONG J K, LEE J M, SANG D K. Coal gasification characteristics in an internally circulating fluidized bed with draught tube[J]. Fuel, 1997, 76(11): 1067-1073.

[6] NAMKUNG W, SANG D K. Gas backmixing in the dense region of a circulating fluidized bed[J]. Korean Journal of Chemical Engineering, 1999, 16(4): 456-461.

[7] CHOI J C, SANG D K, GUI Y H. Heat transfer characteristics in low-temperature latent heat storage systems using salt hydrates[J]. Korean Journal of Chemical Engineering, 1995, 12(2): 258-263.

[8] 方夢祥, 施正倫, 王勤輝, 等. 內(nèi)循環(huán)流化床煤氣化爐的試驗研究和設(shè)計[J]. 動力工程學(xué)報, 2003, 23(4): 2524-2529. FANG M X, SHI Z L, WANG Q H,.Experimental research and design of coal gasifier based on inter-circulating fluidized bed[J]. Power Energineering, 2003, 23(4): 2524-2529.

[9] JIN H J, SANG D K, KIM S J,. Solid circulation and gas bypassing characteristics in a square internally circulating fluidized bed with draft tube[J]. Chemical Engineering & Processing Process Intensification, 2008, 47(12): 2351-2360.

[10] CHENG L, BASU P, CEN K. Solids circulation rate prediction in a pressurized loop-seal[J]. Chemical Engineering Research & Design, 1998, 76(6): 761-763.

[11] SONG B H, KIM Y T, SANG D K. Circulation of solids and gas bypassing in an internally circulating fluidized bed with a draft tube[J]. Chemical Engineering Journal, 1997, 68(2/3): 115-122.

[12] JONG J A H D, HOELEN Q E J J M. Cocurrent gas and particle flow during pneumatic discharge from a bunker through an orifice[J]. Powder Technology, 1975, 12(3): 201-208.

[13] FOSCOLO P U, GERMANà A, JAND N,. Design and cold model testing of a biomass gasifier consisting of two interconnected fluidized beds[J]. Powder Technology, 2007, 173(3): 179-188.

[14] CHEN Y C, HWANG S J. Attrition and sulfation of calcium sorbent and solids circulation rate in an internally circulating fluidized bed[J]. Powder Technology, 2002, 127(3): 185-195.

[15] 趙文立, 沙作良, 王鐵峰, 等. 內(nèi)循環(huán)流化床顆粒循環(huán)速率實驗研究[J]. 天津科技大學(xué)學(xué)報, 2011, 26(1): 23-26. ZHAO W L, SHA Z L, WANG T F,. Experimental study on the solid circulation rate in an internally circulating fluidized bed[J]. Journal of Tianjin University of Science & Technology, 2011, 26(1): 23-26.

[16] GUPTA S K, BERRUTI F. Evaluation of the gas-solid suspension density in CFB risers with exit effects[J]. Powder Technology, 2000, 108(1): 21-31.

[17] SHIH H H, YEON C C, HWANG S J. Solids circulation and attrition rates and gas bypassing in an internally circulating fluidized bed[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research, 2003, 42(23): 5915-5923.

[18] TAMBURINO G, COLOMBRITA G, MISTRETTA A,. Modeling of an internally circulating fluidized bed reactor for thermal treatment of industrial solid wastes[J]. Canadian Journal of Chemical Engineering, 1999, 77(2): 420-431.

[19] ABELLON R D, KOLAR Z I, HOLLANDER W D,. A singleradiotracer particle method for the determination of solids circulation rate in interconnected fluidized beds[J]. Powder Technology, 1997, 92(1): 53-60.

[20] 黃立成, 馬隆龍, 周肇秋, 等. 隔板式內(nèi)循環(huán)流化床的流動特性研究[J]. 太陽能學(xué)報, 2008, 29(7): 900-904. HUANG L C, MA L L, ZHOU Z Q,. Experimental study on particle flow characteristics in a clapboard-type internal circulating fluidized bed reactor[J]. Acta Energiae Solaris Sinica, 2008, 29(7): 900-904.

[21]BOTTERILL J S M, BESSANT D J. The flow properties of fluidized solids[J]. Powder Technology, 1976, 14(1): 131-137.

[22] DRINKENBURG A A H. Proceedings of the International Symposium on Fluidization[M]. Eindhoven: Netherlands University Press, 1967.

[23] PRASAD B V R K, KUESTER J L. Process analysis of a dual fluidized bed biomass gasification system[J]. Ind. Eng. Chem. Res. (United States), 1988, 27(2): 304-310.

[24] SNIEDERS F F, HOFFMANN A C, CHEESMAN D,. The dynamics of large particles in a four-compartment interconnected fluidized bed[J]. Powder Technology, 1999, 101(3): 229-239.

[25] KURAMOTO M, KUNII D, FURUSAWA T. Flow of dense fluidized particles through an opening in a circulation system[J]. Powder Technology, 1986, 47(2): 141-149.

[26] CHOI Y T, KIM S D. Bubble characteristics in an internally circulating fluidized bed.[J]. Journal of Chemical Engineering of Japan, 1991, 24(2): 195-202.

[27] LA NAUZE R D. A circulating fluidized bed[J]. Powder Technology, 1976, 15(1): 117-127.

[28] 陳鴻偉, 史洋, 劉煥志, 等. 中心提升管內(nèi)循環(huán)流化床顆粒循環(huán)流率預(yù)測研究[J]. 熱能動力工程, 2011, 26(2): 216-219. CHEN H W, SHI Y, LIU H Z,. Investigation on the prediction of the particle circulating flow rate of a circulating fluidized bed inside a central elevating tube[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy & Power．2011, 26(2): 216-219.

[29] DAVIES R M, TAYLOR G I. The mechanics of large bubbles rising through extended liquids and through liquids in tubes[C]//Proceedings of the Royal Society of London. Series A. Mathematical, Physical and Engineering Sciences, 1950, 200: 375-395.

[30] HORIO M, NONAKA A. A generalized bubble diameter correlation for gas-solid fluidized beds[J]. AIChE Journal, 1987, 33(11): 1865-1872.

Experimental and model studies on particle circulation rate in internal circulating clapboard-type fluidized bed

JIANG Guodong, WEI Liping,WU Changsong,PENG Liuchang,HE Nan,CHEN Zhiwen

(Chemical Engineering Research Center of the Ministry of Education for Advanced Use Technology of Shanbei Energy,College of Chemical Engineering,Xibei University,Xi’an710069, Shaanxi, China)

The influence of fluidization velocity in high and low velocity regions, height of static bed, and clapboard gap on internal flow of particles in internal circulating clapboard-type fluidized bed were experimentally studied by changing operating conditions and structural parameters. The results showed that the particle circulation rate was significantly affected by these four parameters. The particle circulation rate first increased and then decreased with the increase of one parameter while the other three parameters were kept unchanged. Hence, particle circulation is a nonlinear complex system of multiple operational and structural parameters. The La Nazue model was modified to predict the particle circulation rate without providing pressure drop between clapboard gap. The error between the calculated and experimental results for various particles was within 23%.

internal circulation; fluidized-bed; two-phase flow; particle circulation rate;voidage

10.11949/j.issn.0438-1157.20170561

TQ 530.2

A

0438—1157（2017）09—3427—07

2017-05-05收到初稿，2017-06-27收到修改稿。

魏利平。

江國棟（1994—），男，碩士研究生。

國家自然科學(xué)基金項目（51606153）；陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計劃項目（2016JQ5101）；中國博士后科學(xué)基金項目（2017M613189）。

2017-05-05.

WEI Liping, weiliping@nwu.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51606153), the Natural Science Basic Research Plan in Shaanxi Province (2016JQ5101) and the Science Foundation for Postdoctoral Research of China (2017M613189).