射流與氣固兩相流混合過程的測試與分析方法

閆子涵，王棟棟，陰慧敏，劉文瑞，盧春喜

（中國石油大學(北京)化學工程與環(huán)境學院，重質(zhì)油全國重點實驗室，北京 102249）

在石油化工、煤化工、火力發(fā)電等多種能源利用領域，常涉及氣固兩相的快速反應或燃燒過程。湍流射流具有很強的擴散性和卷吸能力，在一定程度上能夠強化氣相和顆粒相的混合與傳質(zhì)，因而在許多氣固快速反應過程中都是將反應原料以高速射流的形式引入反應器內(nèi)部與顆粒進行接觸并反應，例如石油加工工業(yè)的催化裂化、催化裂解，煤化工生產(chǎn)中的循環(huán)流化床氣化技術等[1-3]。在這些過程中，反應裝備受限空間內(nèi)高速射流與多相流之間的接觸和混合狀況將直接影響質(zhì)量、熱量等傳遞過程的效率，進而影響反應產(chǎn)品質(zhì)量或燃燒效果。為此，采用有效的測試手段獲得射流與多相流混合過程的多相流場分布及其對反應過程的影響具有重要意義。以氣固兩相體系為例，反應裝備內(nèi)的固相與氣相濃度、速度分布、停留時間分布等結果都會直接影響多相反應或燃燒過程的效果。為此，研究者針對常見的氣固流化床、提升管或氣流床等反應器內(nèi)的兩相流動行為參數(shù)測定開展了深入研究。為獲得顆粒濃度和速度在反應器內(nèi)的分布，國內(nèi)外研究者陸續(xù)開發(fā)了光纖探針技術、激光多普勒測速技術、射線吸收法、斷層成像技術以及近年來發(fā)展起來的高速攝像技術等[4-10]?；谏鲜龇椒ǎ芯空甙l(fā)現(xiàn)氣固流化床體系內(nèi)的團聚物與局部顆粒濃度之間存在較強的相關性，團聚物的形態(tài)隨軸、徑向位置的變化有顯著差異，根據(jù)局部瞬時顆粒濃度的時間序列信號，可以較為有效地鑒別提升管內(nèi)的顆粒聚團[11-12]。據(jù)此，Soong 等[13]提出了根據(jù)顆粒濃度（固含率）信號判斷聚團的標準，得到廣泛應用，其判斷依據(jù)需同時滿足以下三個條件：①聚團內(nèi)部的顆粒濃度顯著高于該位置的時均顆粒濃度，且滿足本文式(5)所示的關系；②聚團的存在時間顯著長于顆粒的隨機波動；③聚團的體積大于單個顆粒體積1～2個數(shù)量級，且遠小于床層的尺寸。與此同時，反應器內(nèi)的氣固混合行為和氣固相停留時間分布特征也是非常關鍵的影響因素，其測量手段主要是示蹤法，包括顆粒示蹤法和氣體示蹤法等[14-18]。常用的示蹤顆粒包括染色顆粒、發(fā)光顆粒、磁性顆粒、放射性顆粒等；常見的示蹤氣體包括氦氣、氫氣、氬氣、甲烷以及臭氧等。其中，臭氧在常溫下是一種不穩(wěn)定的氣體，在貴金屬或過渡元素金屬氧化物的作用下可促使臭氧發(fā)生分解反應，且其簡單的一級反應動力學級數(shù)有利于減少計算量[19-20]。因而在冷模實驗中作為示蹤氣體既可以用于分析氣相的軸、徑向分布情況，又可以示蹤反應物，分析流動對反應的影響。此外，壓力脈動信號由于測量簡便，且可以綜合反映氣固兩相流中的顆粒性質(zhì)、氣體性質(zhì)、反應器幾何性質(zhì)等諸多因素，近年來也廣泛應用于多相反應過程中流動及混合行為的分析[21-25]。對于多相流動態(tài)信號的分析與處理，小波變換可以通過伸縮、平移等運算功能對信號進行多尺度的細化分析，從而提供更靈活的時頻分辨率，近年來被廣泛用[26-27]。為了排除氣固兩相流動態(tài)信號中噪聲和隨機波動的干擾，Guenther等[28]及Yang等[29]采用對原始信號進行小波分解的方法來削弱其影響。

上述測量方法和技術在傳統(tǒng)的氣固兩相流體系中得到了較好應用并取得了良好效果。然而，當氣固兩相流體中引入第三股高速射流流體后，在反應裝備內(nèi)就涉及受限空間內(nèi)多股射流與多相流流動和反應的高度非線性耦合，要準確描述這一混合過程，則對多相流測試手段和分析方法提出了更高要求。以往針對多相反應體系的研究中，高速射流與多相流之間的混合過程常被忽略。雖然對于氣固快速反應過程來說，射流與反應器內(nèi)顆粒流的混合過程通常較短，影響區(qū)域也較小，但其混合效果對反應結果的影響卻相當顯著。以催化裂化提升管反應器為例，研究表明，原料油射流與催化劑顆粒的混合區(qū)長度只占提升管總高的1/5～1/10，但卻有50%以上的裂化反應是在這一區(qū)域內(nèi)完成的[30-31]?？梢?，對于氣固快速反應體系來說，原料射流與反應裝備內(nèi)氣固兩相流的混合效果至關重要，這一過程中氣固流動及混合行為的準確描述不可或缺。為此，本文以氣固快速反應過程中常用到的提升管反應器為例，結合氣固兩相流體系研究中常用的測試技術，深入分析了氣相射流與提升管內(nèi)氣固兩相流混合過程的流體力學行為。針對受限空間內(nèi)高速射流與氣固兩相流混合過程速度快、流場復雜的特點，總結了適用于該區(qū)域氣固流動及混合行為描述的多相流測試方法，并提出了兩相流動參數(shù)、氣固混合效果等的分析方法，為射流與氣固兩相流混合過程的有效描述提供依據(jù)。

1 實驗裝置與測試方法

1.1 實驗裝置

實驗在一套提升管大型冷模實驗裝置中完成，見圖1。裝置主體由提升管部分和循環(huán)伴床部分組成，其中提升管內(nèi)直徑為0.186m、總高14m。為考察提升管內(nèi)射流與氣固兩相流的混合行為，在距離提升管底部分布器4.5m高度處對稱布置了4個射流噴嘴，噴嘴出口采用扁平矩形結構，長寬之比為4∶1。

圖1 冷模實驗裝置示意圖

本文實驗中的固體顆粒為典型Geldart-A 類顆粒，其主要物性參數(shù)見表1。提升管中的氣體介質(zhì)為常溫空氣。為方便冷模實驗操作，本文實驗中噴嘴射流為純氣相射流，使用常溫空氣。

表1 催化裂化（FCC）催化劑物性參數(shù)

1.2 顆粒濃度分布

如前文所述，氣固兩相流中顆粒濃度分布的測量方法包括光纖探針、射線吸收法、斷層成像以及高速攝像等。由于高速射流與提升管內(nèi)氣固兩相流混合過程中流場較為復雜，不僅顆粒的運動速度很高，且其軸、徑向分布隨時間變化快。針對這一特點，經(jīng)過對比分析發(fā)現(xiàn)，采用傳統(tǒng)的光纖探針測試技術能夠較好地獲得提升管射流影響區(qū)域內(nèi)的顆粒濃度、速度分布。為此，本文實驗使用中國科學院過程工程研究所開發(fā)的PV-6D 型光纖顆粒濃度測量儀，獲得顆粒濃度的時間序列信號。結合顆粒尺寸參數(shù)以及表觀氣速范圍，實驗所選用光纖探頭兩個端點在顆粒流動方向上的距離為1.5mm，采樣頻率為50kHz。

測量顆粒濃度時，由光源發(fā)出的光經(jīng)光纖照射到顆粒群，反射光被另外一束光纖接收后被轉換成電壓信號，該電壓信號的強度與輸入光信號的強度成正比，放大后的電壓信號經(jīng)A/D轉換以及計算機的處理可以得出顆粒的濃度值。因此在測量顆粒濃度前，需要對探頭進行標定，目的是得到光強信號對應的電壓值V與顆粒濃度ρm之間的函數(shù)關系式。由于提升管射流混合區(qū)內(nèi)的顆粒濃度數(shù)值變化范圍很大，因此需要針對顆粒濃度變化范圍進行不同的標定實驗。為避免射流不穩(wěn)定帶來的影響，標定過程分別在該裝置的預提升段和充分發(fā)展段進行，通過改變不同操作條件，可充分覆蓋顆粒濃度變化范圍。實驗操作條件下的顆粒濃度范圍為30～120kg/m3。標定結果見式(1)和式(2)。

1.3 射流濃度分布

為獲得噴嘴射流進入提升管后的濃度分布，在射流中加入示蹤氣體并對其進行監(jiān)測是簡易而有效的方法。由于噴嘴射流流速高、流量大，為避免示蹤氣體使用量過大，宜采用脈沖示蹤法。本文實驗采用氦氣作為示蹤氣體，綜合考慮分析儀器的測量精度以及示蹤氣體的使用量，實驗中氦氣的流量取為噴嘴射流流量的0.5%。使用在線熱導式氣體分析儀，通過測量混合氣體熱導率的變化量來實現(xiàn)分析被測組分的氣體濃度。然而，受分析儀器條件所限，通入其中的混合氣為經(jīng)過濾后的純氣相，并非氣固混合相。為了能夠準確反映測量位置氣固兩相流中的示蹤氣體濃度，需要對測量值進行修正。在前人方法[9]的基礎上，提出如式(3)所示的特征濃度C0i描述某一測量截面射流濃度在不同徑向位置的相對變化。

式中，A為提升管截面積，m2；εsi為局部固含率；ci為分析儀器給出的純氣相中氦氣濃度；ci(1-εsi)則代表了某一測點處示蹤氣在氣固混合物中的比例。

1.4 反應示蹤

對于氣固兩相反應體系來說，在冷模實驗裝置中較容易實現(xiàn)反應裝備內(nèi)流體力學特征、氣固混合行為等的分析與研究，但卻不能直觀獲得其對真實反應結果的影響。因此，在冷模實驗條件有限的前提下，可以采用常溫狀態(tài)下宜進行的反應過程作為類比，考察氣固流動及混合行為對反應結果的影響。本文實驗利用臭氧分解反應速率簡便易測的特點，以臭氧作為原料示蹤氣體隨噴嘴射流進入提升管，與其中富含鐵元素的催化劑接觸，考察反應效果。

為了在實驗過程中監(jiān)測催化劑的活性，采用如圖2所示的小型固定床測定反應速率常數(shù)[32]，整個流程包括臭氧發(fā)生系統(tǒng)、臭氧采集與檢測系。實驗所用催化劑富含鐵元素，將其放置于固定床中，空氣經(jīng)過臭氧發(fā)生器后產(chǎn)生臭氧氣體并從入口端進入固定床，出口端接入臭氧分析儀，分別記錄出、入口兩端的臭氧濃度CA0、CA，采用式(4)計算表觀反應速率常數(shù)[33]。

圖2 反應速率常數(shù)測定裝置示意圖

式中，Kr為表觀反應速率常數(shù), s-1；F為臭氧體積流量，m3/s；ρp為顆粒密度，kg/m3；m為堆積在固定床反應器內(nèi)的催化劑質(zhì)量，kg；CA0為入口臭氧濃度，kg/m3；CA為出口臭氧濃度，kg/m3。

2 結果與討論

2.1 顆粒濃度動態(tài)信號

對于氣固多相反應來說，氣固兩相在反應裝備內(nèi)的空間分布對反應結果會產(chǎn)生重要影響。在提升管反應器內(nèi)的射流混合區(qū)，由于不穩(wěn)定湍流射流的影響，氣固兩相的空間分布也會隨時間存在較大波動。除以往研究中關注較多的氣固相時均濃度分布特征以外[34-35]，射流與氣固兩相流混合過程中的動態(tài)混合行為特征更為重要。為此，本文重點關注光纖探針所獲得的顆粒濃度時間序列信號動態(tài)特征及其分析方法。

局部瞬時顆粒濃度的時間序列信號可以充分反映氣固兩相流體系中固體顆粒的團聚、解體、運動狀況等顆粒的動力學特征。對于多數(shù)的氣固快速反應過程來說，較為理想的狀況是每一個顆粒周圍始終均勻分布有與之反應的氣相原料，以促進反應的充分進行。因而，在原料射流與固體顆粒接觸過程中的每一個瞬時，顆粒相應以“散式”狀態(tài)，而非聚團或稀疏相分散狀態(tài)與氣相接觸。

若要準確識別該過程的顆粒聚團，根據(jù)Soong等[13]提出的識別標準可得到如下判斷式[式(5)]。

為避免將隨機信號判斷為聚團，只有當瞬時濃度持續(xù)高于εscr的時間大于Ns·Δt時，信號才被認為是聚團。其中，Δt為采樣時間間隔，Ns為Δt的倍數(shù)。從以上判據(jù)可以看出，n和Ns的取值將會直接影響聚團的分析結果。在傳統(tǒng)的提升管中，Manyele 等[36]采用敏感分析法來確定n和Ns的數(shù)值，目前被認為是較為可靠的方法。然而，當射流引入提升管以后，在噴嘴出口附近，由于射流的速度很高，導致周圍的顆粒速度也較高——無論散式顆粒相和聚團相在射流影響區(qū)域都可能出現(xiàn)較高的局部速度，從而使聚團相存在的時間較短。隨著Ns的增加，由隨機信號引起的瞬時波動和由聚團以及散式顆粒相濃度變化引起的信號波動都可能會被過濾掉，導致敏感性分析方法的結果并不一定可靠。為此，本文針對射流影響區(qū)的特點對該分析方法進行了進一步優(yōu)化。為了區(qū)分顆粒濃度時間序列信號中顆粒（或聚團）高速運動引起的波動和隨機波動，采用小波分解和敏感性分析相結合的方法，來鑒別提升管射流混合區(qū)的顆粒聚團。

通過對信號進行小波分解，可以得到近似信號AJ(t)和細節(jié)信號Dj(t)兩部分，近似信號保留了信號的低頻信息，細節(jié)信號保留了信號的高頻信息。因此，對于一段顆粒濃度的時間序列信號，其低階近似信號在保留原始信號主要信息的基礎上，過濾掉了信號中頻率很高的信息，而這部分信號通常是由噪聲以及隨機波動等因素產(chǎn)生的。本文實驗條件下的小波分解結果見表2。當J=1時，近似信號中仍包含部分頻率較高的信息；當尺度較大時（J≥3），近似信號的頻率范圍過小，可能會忽略掉部分有用信息；當J=2 時，近似信號中包含的頻率范圍為0～6250Hz。提升管中關于顆粒聚團的研究結果表明，團聚物中至少包含6～10個單個顆粒[37-38]，因此，本文所研究顆粒體系團聚物的平均直徑范圍為0.3～0.5mm（顆粒平均粒徑為65μm）。在J=2 的近似信號中，可以檢測到的顆粒團聚物速度為：(0.0015+0.0004)/(1/6250)=11.9m/s（在1.5mm 探頭間距范圍內(nèi)，以團聚物平均直徑0.4mm 測算）。因此，該頻率范圍的近似信號中包含了大部分顆粒及聚團相的信息，既可以反映由顆粒聚團引起的高濃度波動（在射流影響區(qū)域通常為高頻率高幅值的信號），同時又過濾了噪聲和部分隨機信號（通常表現(xiàn)為高頻率低幅值）。

表2 近似信號和細節(jié)信號的頻率范圍

圖3所示是本文實驗條件下提升管射流影響區(qū)域內(nèi)的顆粒濃度原始信號和近似信號A2。從圖中可以看出，在射流影響顯著的區(qū)域，信號的隨機波動（高頻率低幅值）和高速運動的顆粒聚團引起的波動（高頻率高幅值）同時存在，這也是無法采用敏感性分析法確定Ns數(shù)值的主要原因，若Ns取值過小則結果中可能包含部分隨機信號，若Ns取值過大則又可能忽略了高速運動的顆粒聚團信息。而在A2 近似信號中則基本不存在幅值較低的高頻信號，表明噪聲及隨機波動信息已經(jīng)被過濾掉。而對于高頻率高幅值的信號，其主要信息在A2 近似信號中得以保留。因此，在A2 近似信號中，仍然可以采用原始信號中使用的判據(jù)進行聚團的鑒別，只是平均值和標準差均從A2 信號中獲得。所不同的是，利用近似信號A2 代替原始信號后，所得的信息中已經(jīng)排除隨機信號和噪聲的影響，因而在顆粒聚團的判據(jù)中不需要確定Ns的數(shù)值，只需要采用敏感性分析法確定n值。

圖3 顆粒濃度時間序列的原始信號和近似信號

因此，對于射流與氣固兩相流混合過程中顆粒聚團的判別，可采用對原始信號進行小波分解的方法，根據(jù)采樣頻率和實驗中的顆粒速度范圍，選用適宜階數(shù)（m）的近似信號Am代替原始信號，再結合傳統(tǒng)的敏感性分析方法得到確定顆粒聚團的固含率閾值，如式(6)所示。

利用上述的顆粒濃度動態(tài)信號分析方法，對本文實驗裝置提升管內(nèi)射流與氣固兩相流的動態(tài)混合過程進行了分析，見圖4 和圖5，圖中所示為采樣時間內(nèi)不同接觸狀態(tài)出現(xiàn)的時間分率。為了對比不同射流形式的影響，分別采用斜向上射流（圖4）和斜向下射流（圖5）進行了實驗，實驗中射流與提升管軸向向上方向的夾角分別為30°和150°。

圖4 斜向上射流影響區(qū)內(nèi)各接觸狀態(tài)的時間分率

圖5 斜向下射流影響區(qū)內(nèi)各接觸狀態(tài)的時間分率

當射流斜向上傾斜時，從圖4中可以看出，射流混合區(qū)內(nèi)稀散式顆粒相時間分率最高，且未與顆粒充分接觸的射流相存在的時間分率也較高，尤其是在提升管中心區(qū)域，時間分率最高可達30%。與此同時，由于相當一部分射流流體未與顆粒充分混合，造成與射流進行有效接觸的顆粒比例下降，因而以聚團形式出現(xiàn)的顆粒比例也相對較高。當射流向下傾斜時，從圖5中可以看出，雖然有噴嘴射流的引入，但該位置的氣相時間分率并沒有顯著提高，僅在靠近中心區(qū)略有增加，但也不足1%，這與向上傾斜射流的情況形成了鮮明對比。這也表明，斜向下的射流將更快且更充分地與提升管內(nèi)的顆粒流進行混合。

2.2 氣體示蹤結果的分析與應用

對于射流與氣固兩相流的混合過程，高速射流進入反應裝備內(nèi)部后的流動軌跡決定了其與固體顆粒的混合狀態(tài)與效果，因而該過程的準確描述至關重要。但由于射流與氣固兩相流接觸過程的流場極其復雜，單純依靠流體力學分析與計算十分困難。本文采用理論計算與實驗結果相結合的方法，在射流與單向流體混合過程理論計算的基礎上，利用氣體示蹤實驗所獲得的射流濃度分布數(shù)據(jù)，對計算結果進行了修正，將其用于氣固兩相流體系。

當一股二元射流以一定角度α緊靠平板噴出時，射流會迅速向下彎曲并貼附于平板流去，這種現(xiàn)象稱為射流的附壁效應。對于噴嘴射流以一定角度緊貼提升管內(nèi)壁噴射進入的情形，射流相在提升管內(nèi)初始階段的流動狀況可以借鑒附壁射流的相關理論進行分析。利用附壁射流的計算結果[39-40]，可以得到如式(7)所示的理想狀況下射流進入平行均勻主流時的射流中心線方程。

式中，x為提升管徑向方向；y為提升管軸向 方 向；A= 2bρjuj2sinα；B= 0.25ρrur2；C=2bρjuj2cosα；D= 0.25ρrur2+ 0.5Cnρrur2（Cn為氣動阻力系數(shù)，通常取1～3）。

由于提升管內(nèi)的氣固兩相流并非理想的均勻氣流，其顆粒沿徑向的分布為邊壁濃、中間稀的環(huán)-核結構，因而平均密度沿徑向的分布并不均勻。要得到提升管射流影響區(qū)內(nèi)的實際射流中心線方程，需要對式(7)進行修正。由于射流影響區(qū)內(nèi)氣固兩相的平均密度及壓力等參數(shù)在每一位置都有所不同，這就造成了噴嘴射流所受主流的壓力也隨時變化，采用理論計算的方法對射流中心線方程進行修正將十分困難。因此，若結合實驗測量所得到的數(shù)據(jù)，在式(7)的基礎上引入密度修正系數(shù)KD，則可得到實際狀況下的修正方程[式(8)]。

式中，xD為實際條件下的計算值；x為理想狀況下的理論計算值；將二者結合可以實現(xiàn)修正系數(shù)KD的求解。

在射流初始進入提升管內(nèi)且未到達提升管中心位置時，利用氣體示蹤實驗以及式(3)所得到的射流特征濃度分布結果，可初步確定某一截面處射流中心線所在的實際位置，即修正公式中的xD值。以射流斜向上傾斜時為例，圖6所示是噴嘴以上0.375m測量截面所得的不同操作條件下射流特征濃度分布結果，由此可確定射流中心線所在的實際位置。

圖6 射流特征濃度沿徑向的分布

采用該方法，當操作條件和測量位置確定時，利用式(7)和式(8)即可得到理想狀況下的（x，y）和實際條件下的（xD，y），利用xD和x的對應關系可得到相應操作條件下的KD值，進而可擬合出KD與操作條件之間的函數(shù)關系，并代入式(8)計算射流與氣固兩相流混合過程的射流中心線軌跡。

表3 所示是本文部分實驗條件下的xD和x對應關系。由本文實驗條件擬合所得KD與操作條件的關系式見式(9)。在本文操作條件下，式(9)的相對誤差為 -4.9%～7.3%。

表3 射流中心位置實測值與理論計算值對應關系

式中，H為提升管內(nèi)分布器以上的軸向高度，m，取4.3～5.2m；H0為射流入口距分布器的垂直距離，m；uj為射流噴嘴出口氣速，m/s，取41.8～78.5m/s；ur為提升管內(nèi)預提升氣流的表觀氣速，m/s，取2.4～4.1m/s。

利用上述方法，可以得到提升管內(nèi)多股射流尚未匯聚區(qū)域的射流中心線方程，并預測射流的發(fā)展趨勢。結合本文實驗數(shù)據(jù)，對不同角度射流與氣固兩相流混合過程中射流的發(fā)展趨勢進行了預測，見圖7，該結果可為氣固快速反應裝備中原料射流的布置與設計提供參考。從圖7中可以看出，當射流斜向上時，隨著射流夾角α的增大，在相同軸向距離范圍內(nèi)射流的中心線將更容易到達提升管中心，即隨射流一起進入的原料可更快覆蓋整個反應器橫截面；但與此同時，其沿軸向的擴散也會削弱。當射流斜向下時，隨著夾角α數(shù)值的增大，其影響則呈現(xiàn)出相反的趨勢。因此，結合本文實驗結果，當射流斜向上傾斜時，建議的夾角α范圍為30°～45°；當射流斜向下傾斜時，建議的夾角α范圍為135°～150°。

圖7 不同射流角度時射流中心發(fā)展趨勢的預測結果

2.3 反應示蹤結果與分析

對于原料射流為斜向上和斜向下兩種形式，提升管內(nèi)不同軸、徑向測點處的臭氧相對濃度分布分別見圖8 和圖9。與氦氣示蹤類似，采用如式(3)所示的特征濃度C0i描述測點位置臭氧的相對濃度。

圖8 斜向上射流提升管內(nèi)的臭氧特征濃度分布

圖9 斜向下射流提升管內(nèi)的臭氧特征濃度分布

從圖8 和圖9 中可以看出，在遠離射流影響區(qū)截面，臭氧特征濃度呈現(xiàn)從中心到邊壁逐漸下降的趨勢，這與提升管內(nèi)顆粒濃度的徑向分布恰好相反，說明在顆粒相聚集處反應更容易進行。

當射流向上傾斜時，從圖9可以看出，在靠近噴嘴入口處（H-H0=0.1m），由于射流的主流尚未達到提升管中心，且在高速射流影響下該截面顆粒濃度沿徑向的分布極不均勻，導致量綱為1徑向位置（r/R）從0～0.5 范圍內(nèi)臭氧特征濃度逐漸升高，表明該區(qū)域的反應效果較差；同時，在靠近邊壁區(qū)臭氧特征濃度急劇下降，表明該截面的臭氧分解反應主要發(fā)生在靠近壁面處，對于催化裂化、催化裂解等反應過程來說此處則容易造成過度反應。在射流影響區(qū)的H-H0=0.185m、0.375m 和0.765m 截面，臭氧特征濃度也呈現(xiàn)中心高邊壁低的變化趨勢，但其梯度明顯大于噴嘴以上1.0m 截面，說明斜向上射流存在時，提升管射流影響區(qū)內(nèi)徑向上的反應程度相差較大。

當射流斜向下傾斜時，從圖9可以看出，在射流與催化劑顆粒初始接觸區(qū)域（H-H0= -0.185m、-0.1m），臭氧特征濃度沿徑向的分布較為均勻，尤其是在r/R=0.2～0.8區(qū)域。結合圖5所示該區(qū)域內(nèi)各接觸狀態(tài)的時間分率分布可得，由于斜向下射流的存在強化了射流與顆粒的混合，顯著降低了聚團相時間分率和未與顆粒充分接觸的射流相時間分率，因而在原料射流與顆粒的初始接觸階段，整個提升管橫截面的反應程度趨于一致，這對于反應時間較短的氣固快速反應過程來說是有利的。

3 結論

（1）通過分析顆粒濃度時間序列信號，建立了射流與提升管內(nèi)氣固兩相流混合過程中顆粒聚團的識別方法，并將射流影響區(qū)內(nèi)氣固間的瞬時接觸狀態(tài)分為顆粒聚團相、濃散式顆粒相、稀散式顆粒相以及未接觸到顆粒的射流相。分析結果表明，當射流與提升管內(nèi)氣固兩相流同向時，射流混合區(qū)內(nèi)的聚團相和未與顆粒充分接觸的射流相存在的時間分率相對較高；而射流與提升管內(nèi)氣固兩相流反向時，聚團相和未接觸到顆粒的射流相時間分率顯著降低，射流與氣固兩相流可實現(xiàn)更快混合。

（2）結合氣體示蹤實驗所獲得的射流濃度分布數(shù)據(jù)和附壁射流相關理論，通過引入密度修正系數(shù)，建立了提升管內(nèi)多股射流尚未匯聚區(qū)域的射流中心線方程計算方法，可用于預測射流進入氣固兩相流后的發(fā)展趨勢，為氣固快速反應裝備中原料射流的布置與設計提供參考。

（3）利用臭氧分解反應速率簡便易測的特點，以臭氧為示蹤氣體隨噴嘴射流進入提升管，與富含鐵元素的催化劑接觸，獲得了提升管射流影響區(qū)的局部反應結果。將其與顆粒濃度及射流濃度分布結果相結合，可用于分析射流與氣固兩相流混合效果對反應結果的影響。