孫 勝， 周 昊， 邱坤贊， 董 康， 岑可法

（浙江大學 能源清潔利用國家重點實驗室，杭州310027）

循環(huán)流化床（CFB）燃燒作為一種新型高效燃燒方式［1－2］，在電站鍋爐領(lǐng)域逐步得到廣泛應(yīng)用．旋風分離器是保證CFB鍋爐高燃燒效率和脫硫效率的關(guān)鍵設(shè)備，如何對其進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，提高分離效率，一直是國內(nèi)外學者研究的重要課題．

目前，CFB鍋爐正朝著大型化和高參數(shù)方向發(fā)展［3－4］，給旋風分離器的布置提出了新的要求．黃永軍等［5］提出一種以分離器為中心，爐膛在兩邊布置的模塊化布置方案，既能保證CFB鍋爐的穩(wěn)定運行和分離器較高的分離效率，又能降低鍋爐放大帶來的風險．孫獻斌等［6－7］開發(fā)了一種緊湊式分流回灰外置換熱器，并在此基礎(chǔ)上提出了“復(fù)合爐型”設(shè)計思路，依此思路設(shè)計的H型210MW CFB鍋爐已經(jīng)投入運行．呂俊復(fù)等［8－9］提出了一種帶入口加速段的方形旋風分離器，很好地滿足了125MW CFB鍋爐的運行要求．美國Foster Wheeler公司［10］開發(fā)了一種緊湊式CFB鍋爐，把高溫旋風分離器與爐膛水冷壁組合為一體，在CFB鍋爐大型化過程中，比傳統(tǒng)CFB鍋爐更具優(yōu)勢．

旋風分離器的結(jié)構(gòu)和入口煙道布置方式對旋風分離器的分離性能具有重要影響．盧嘯風等［11－12］的研究表明，短煙道和長煙道2種入口煙道對旋風分離器的分離性能影響較大，配長煙道有利于顆粒在煙道內(nèi)加速，使分離器分離效率提高，但旋風分離器的壓降會增大．陳繼輝等［13］對中心筒底部縮口斜切旋風分離器進行了研究，發(fā)現(xiàn)該旋風分離器分離效率高于傳統(tǒng)旋風分離器，并且受切口朝向影響較大，當朝向為90°時，分離效率最高．中科院工程熱物理研究所［14－15］和 Masnadi等［16］對6個旋風分離器對稱布置的CFB鍋爐進行了研究，結(jié)果表明：同一側(cè)3個旋風分離器的壓降和循環(huán)流率不同，內(nèi)部物料存在分布不均現(xiàn)象．李戰(zhàn)國等［17］研究了內(nèi)側(cè)式和外側(cè)式2種入口煙道布置形式對旋風分離器性能的影響，結(jié)果表明：與外側(cè)式入口煙道旋風分離器相比，內(nèi)側(cè)式入口煙道旋風分離器的分離效率高，但壓降也高．法國Stein公司［18］采用入口煙道下傾布置和中心筒偏置布置，提高了旋風分離器的分離效率和CFB鍋爐的脫硫效率．

目前，對入口煙道形狀和入口下傾角對旋風分離器分離性能的影響還缺乏研究，筆者搭建了CFB冷態(tài)氣固兩相流試驗臺，對入口煙道形狀和分離器入口下傾角對旋風分離器分離效率的影響進行了試驗研究．

1 試驗裝置及內(nèi)容

1．1 試驗裝置

以135MW循環(huán)流化床鍋爐為原型，按照1∶10的比例進行冷態(tài)?；罱搜h(huán)流化床冷態(tài)氣固兩相流試驗臺．試驗臺由循環(huán)流化床本體、布袋除塵器、送風機、引風機和送風管道等組成（圖1）．試驗臺主要結(jié)構(gòu)尺寸見表1．

1．2 試驗風速和物料粒徑的模化計算

物料在旋風分離器內(nèi)的運動屬于兩相流動過程，進行冷態(tài)模化時要考慮幾何相似、物理條件相似、邊界條件相似．考慮到實際情況的復(fù)雜性，筆者進行以下簡化［19］：

（1）若流動是穩(wěn)定過程，則不考慮均時性準則．

圖1 旋風分離器冷態(tài)試驗臺系統(tǒng)圖Fig．1 Cold－state test rig for the cyclone separator

表1 試驗臺主要結(jié)構(gòu)尺寸Tab．1 Structural sizes of the cold－state test setup

（2）若滿足幾何相似，氣流流動達到自?；易枇μ幱谕粎^(qū)域，則忽略氣流脈動的影響．

（3）若滿足進口條件相似，則意味著準則ωp／ωg＝idem、ce＝idem、n1＝idem能得到遵守．

（4）用冷態(tài)模擬熱態(tài)時，暫不考慮準則ρp／ρg＝idem對于大顆粒流動的影響．

經(jīng)上述簡化后，?；^程需遵循以下相似準則相等：

式中：Fr為弗勞德數(shù)；Re為雷諾數(shù)；St為斯托克斯數(shù)；l為定型尺寸，m；ω為氣流速度，m／s；ν為流體運動黏度，m2／s；ρp為固體顆粒密度，kg／m3；dp為固體顆粒直徑，m；ρg為氣體密度，kg／m3；μ為氣流動力黏度，Pa·s；c0為阻力系數(shù)．

經(jīng)?；嬎?，冷態(tài)條件下旋風分離器入口風速為7．31m／s，物料平均粒徑為112μm，原型旋風分離器和模型旋風分離器準則數(shù)見表2．

表2 原型和模型旋風分離器準則數(shù)的比較Tab．2 Comparison of criterion number between actual and experimental cyclone separator

1．3 試驗內(nèi)容及方法

試驗內(nèi)容主要包括2個方面：（1）入口煙道形式（折角過渡結(jié)構(gòu)和平滑過渡結(jié)構(gòu)）對旋風分離器分離效率的影響，見圖2；（2）分離器入口下傾角α（15°、30°和45°）對旋風分離器分離效率的影響，見圖3．根據(jù)2種入口煙道結(jié)構(gòu)和3種不同入口下傾角，共安排6個工況進行試驗研究，如表3所示．

圖2 2種不同結(jié)構(gòu)入口煙道的布置Fig．2 Structural diagram of two different inlet ducts

試驗前，采用法國KIMO AMI300風速風量儀對旋風分離器入口風速進行測量，保證入口風速為?；嬎阒担阉綗煹澜孛嫫骄譃?個區(qū)域，取每個區(qū)域的中心為測點，取4個測點處風速的平均值得到旋風分離器入口風速．測點分布見圖4．

爐膛中加入一定質(zhì)量的物料后，封閉給料口和返料口，保證物料進行一次循環(huán)，以方便分離效率的計算．每次試驗加入爐膛的物料量、旋風分離器入口風速和風機運行時間均相同，保證不同工況旋風分離器入口條件一致．

圖3 分離器入口下傾角示意圖Fig．3 Schematic diagram of entrance inclination angle

表3 試驗工況Tab．3 Experimental conditions

圖4 入口煙道風速測點分布Fig．4 Distribution of wind speed measurement points at inlet of flue duct

利用稱重法計算旋風分離器的分離效率η，η可表示為

式中：M0為試驗前加入爐膛物料的質(zhì)量，kg；M1為試驗后爐膛殘余物料的質(zhì)量，kg；m為返料斗收集物料的質(zhì)量，kg．

旋風分離器對粒徑為δ顆粒的分級效率為：

式中：fo（δ）表示粒徑為δ的顆粒在逃逸物料中的分布頻率；fi（δ）表示粒徑為δ的顆粒在旋風分離器入口物料中的分布頻率．

利用馬爾文激光粒度儀對布袋除塵器補集的物料進行粒徑分析，得到逃逸物料中的粒徑分布頻率fo（δ）；對試驗前后爐膛中的物料分別進行粒徑分析，根據(jù)質(zhì)量守恒，計算得到分離器入口物料的粒徑分布頻率fi（δ）．在循環(huán)流化床流化過程中，磨損造成的床料顆粒粒徑退檔對大顆粒影響較小，可以忽略不計，但對小顆粒影響相對較大［20］，因此，筆者只對顆粒粒徑大于5μm的物料進行分級效率的分析計算．

1．4 試驗物料

采用循環(huán)流化床鍋爐排放的爐渣作為床料，其真密度為3 165kg／m3，粒度分布見圖5，其中最大粒徑為631μm，中位粒徑為102．5μm，與?；嬎憬Y(jié)果近似．

圖5 試驗用爐渣粒度分布Fig．5 Particle size distribution of slag samples tested

2 試驗結(jié)果及分析

2．1 入口煙道結(jié)構(gòu)對旋風分離器分離效率的影響

在爐膛加入物料量和風機開啟時間相同的情況下，6個工況的試驗數(shù)據(jù)見表4．從表4可以看出，試驗風速和模擬值的誤差為0．96%～2．3%，兩組數(shù)據(jù)間的最大相對誤差為1．4%，在試驗誤差允許范圍之內(nèi)．

6個工況下旋風分離器總分離效率曲線如圖6所示．從圖6可以看出，入口煙道為平滑過渡結(jié)構(gòu)時旋風分離器的分離效率曲線比折角過渡結(jié)構(gòu)下整體下移，即相同分離器入口下傾角條件下，入口煙道折角過渡結(jié)構(gòu)旋風分離器的分離效率明顯大于平滑過渡結(jié)構(gòu)旋風分離器的分離效率．在入口下傾角相同時，兩種結(jié)構(gòu)入口煙道對應(yīng)的旋風分離器的分離效率最大相差2．90%，最小相差2．38%．這個差別對旋風分離器的分離效率而言相當大．

表4 試驗結(jié)果Tab．4 Summary of experimental results

圖6 不同入口結(jié)構(gòu)下分離效率隨入口下傾角的變化Fig．6 Variation of separation efficiency with entrance inclination angle at different inlet structure

在相同入口下傾角的條件下，2種入口煙道結(jié)構(gòu)對應(yīng)旋風分離器的分級效率曲線如圖7所示．從圖7可以看出，在入口下傾角相同的情況下，入口煙道折角過渡結(jié)構(gòu)旋風分離器分級效率曲線比入口煙道平滑過渡結(jié)構(gòu)旋風分離器分級效率曲線整體上移，與總分離效率曲線隨旋風分離器入口下傾角的變化趨勢一致．折角過渡煙道旋風分離器分級效率達到100%時對應(yīng)的顆粒粒徑小于平滑過渡煙道旋風分離器．

2．2 入口下傾角對旋風分離器分級效率的影響

從圖6可以看出，當入口煙道結(jié)構(gòu)相同時，旋風分離器的分離效率隨下傾角的增大先降低后升高．6個工況中，入口煙道折角過渡、分離器下傾角為15°時，旋風分離器的分離效率最高，為92．93%；入口煙道平滑過渡、分離器下傾角為30°時，旋風分離器的分離效率最低，為87．47%．

在相同入口煙道結(jié)構(gòu)的情況下，不同入口下傾角對應(yīng)旋風分離器的分級效率曲線如圖8所示．從圖8（a）可以看出，當入口煙道為折角過渡結(jié)構(gòu)時，入口下傾角為15°的旋風分離器的分級效率曲線總體要高于入口下傾角為30°和45°的旋風分離器分級效率曲線，分級效率達到100%時對應(yīng)的顆粒粒徑也顯著小于另外2種入口下傾角的旋風分離器．當入口煙道為平滑過渡結(jié)構(gòu)時，不同入口下傾角旋風分離器分級效率有類似的規(guī)律，如圖8（b）所示．

圖7 不同入口下傾角時分級效率隨入口煙道結(jié)構(gòu)的變化Fig．7 Change of classification efficiency with inlet duct structure at different entrance inclination angles

圖8 不同入口煙道結(jié)構(gòu)下分級效率隨入口下傾角的變化Fig．8 Change of classification efficiency with entrance inclination angle under different inlet duct structures

3 結(jié) 論

（1）在入口下傾角相同的情況下，折角過渡入口煙道旋風分離器的分離效率高于平滑過渡入口煙道旋風分離器的分離效率．所以，在循環(huán)流化床鍋爐的設(shè)計過程中，入口煙道宜采用折角過渡結(jié)構(gòu)．

（2）在入口煙道結(jié)構(gòu)相同的情況下，旋風分離器的分離效率隨入口下傾角的增大先降低后升高．

（3）旋風分離器的分級效率隨入口煙道結(jié)構(gòu)和分離器入口下傾角的變化規(guī)律與總分離效率隨二者的變化規(guī)律趨勢一致．

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