姜旭，王翠蘋，張龍龍（青島大學(xué)熱能工程研究所，山東 青島 266071）

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煤化學(xué)鏈燃燒裝置中串聯(lián)分離器的數(shù)值模擬與性能優(yōu)化

姜旭，王翠蘋，張龍龍
（青島大學(xué)熱能工程研究所，山東 青島 266071）

摘要：由于煤化學(xué)鏈燃燒技術(shù)中煤灰對載氧體活性具有較強(qiáng)抑制作用，本文提出了通過雙級串聯(lián)旋風(fēng)分離器分別對載氧體及煤灰進(jìn)行分離的新方法，并應(yīng)用雷諾應(yīng)力RSM（SSG）湍流模型以及DPM顆粒隨機(jī)軌道模型，考慮氣固兩相的相間耦合，對煤化學(xué)鏈燃燒裝置中的雙級旋風(fēng)分離器進(jìn)行了數(shù)值模擬，根據(jù)模擬結(jié)果對一級、二級分離器進(jìn)口尺寸及結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行了優(yōu)化，并通過實驗對分離性能進(jìn)行了驗證。優(yōu)化后模型的模擬及實驗結(jié)果均表明：相比原模型，優(yōu)化模型中90%以上的CaSO4載氧體從一級分離器排塵口返回爐膛，降低了載氧體流失率；約50%的煤灰顆粒從二級分離器排塵口分離，僅13%左右的煤灰隨氣流從其排氣口排出，有效降低爐膛返灰率，保持載氧體活性，并實現(xiàn)排氣的相對清潔。最后指出本文研究結(jié)果對煤化學(xué)鏈燃燒裝置的高效運(yùn)行具有重要的參考價值。

關(guān)鍵詞：化學(xué)鏈燃燒；雙級旋風(fēng)分離器；顆粒流；數(shù)值模擬；優(yōu)化

第一作者：姜旭（1990—），男，碩士研究生，主要研究方向為煤化學(xué)鏈燃燒/氣化。E-mail jxu316@foxmail.com。聯(lián)系人：王翠蘋，教授，研究方向為清潔燃燒技術(shù)。E-mail wangcuiping@tsinghua.org.cn。

隨著溫室效應(yīng)的日益加劇，溫室氣體尤其是CO2減排越來越受到人們的重視?；瘜W(xué)鏈燃燒技術(shù)作為一種新型低成本CO2捕集技術(shù)，具有成為變革性商業(yè)技術(shù)的潛力[1]，是當(dāng)前CO2減排的重要技術(shù)之一，通過載氧體的還原和氧化鏈?zhǔn)椒磻?yīng)，實現(xiàn)燃料不直接與空氣接觸的無火焰燃燒，形成高濃度CO2煙氣，利于捕集和減排CO2。而化學(xué)鏈燃燒裝置高效運(yùn)行的關(guān)鍵之一在于載氧體活性，根據(jù)固體燃料化學(xué)鏈燃燒的研究顯示，固體燃料中灰分的存在和循環(huán)累積對載氧體活性產(chǎn)生顯著影響，有可能導(dǎo)致燒結(jié)、聚集現(xiàn)象的產(chǎn)生[2]，高效的固固分離可減少煤灰與載氧體顆粒的跟隨、附著和磨損，從而降低煤灰對載氧體顆?；钚缘挠绊懀枪腆w燃料化學(xué)鏈燃燒技術(shù)發(fā)展面臨的關(guān)鍵技術(shù)之一。

本文對所建立的煤化學(xué)鏈燃燒試驗裝置中的兩級串聯(lián)離心分離器進(jìn)行數(shù)值研究，通過模擬優(yōu)化分離器的尺寸及結(jié)構(gòu)形式，旨在實現(xiàn)以下目標(biāo)：①載氧體顆粒從一級分離器分離返送回爐膛，降低載氧體因氣流攜帶而出造成的損失；②使大部分煤灰顆粒進(jìn)入二級分離器，減少一級分離器的煤灰分離量，即降低爐膛返灰率；③在保證前兩者基礎(chǔ)上，盡可能提高煤灰顆粒在二級分離器中的分離效率，降低二級分離器頂部出口的飛灰量，保證排氣的相對清潔。

1 研究對象

圖1 模型結(jié)構(gòu)示意圖

本文研究對象為煤化學(xué)鏈燃燒試驗系統(tǒng)中的兩級串聯(lián)離心分離器，該裝置位于燃料反應(yīng)器上部，其一級進(jìn)口與空氣反應(yīng)器頂部出口相接，一級排塵口與燃料反應(yīng)器上部進(jìn)口相連，設(shè)計原型和優(yōu)化模型如圖1所示，該裝置在實驗臺中所處位置如圖2所示。每個模型中單個分離器均在Stairmand型標(biāo)準(zhǔn)旋風(fēng)分離器[3]基礎(chǔ)上改進(jìn)而來。在眾多模擬優(yōu)化模型中，因為分離器進(jìn)口結(jié)構(gòu)形式對分離效率具有極大影響[4]，所以選擇進(jìn)口結(jié)構(gòu)具有代表性的模型進(jìn)行分析；其他對分離效率影響較大的結(jié)構(gòu)設(shè)計情況，如排氣管插入深度、排塵口直徑等[5-6]的優(yōu)化過程，不再示出。

圖2 化學(xué)鏈試驗裝置示意圖

如圖1所示，一級、二級分離器的進(jìn)口結(jié)構(gòu)及尺寸是不同的；以下就各模型進(jìn)口結(jié)構(gòu)形式及主要尺寸差異進(jìn)行說明。從圖1中可看出，模型1中，一級、二級分離器進(jìn)口均采用了帶有加速段[4]的形式，且向內(nèi)傾斜角小于模型2的82°，為75°，一級分離器進(jìn)口矩形截面寬×高為15mm×25mm，且二級進(jìn)口漸擴(kuò)段較短，為5mm；模型2中僅一級分離器進(jìn)口帶有加速段，其寬×高為15mm×30mm，二級進(jìn)口漸擴(kuò)段較長，為10mm。計算假設(shè)如下：

（1）認(rèn)為只有CaSO4載氧體顆粒及煤灰顆粒隨氣體進(jìn)入計算域，且顆粒均為硬球模型，只受重力與氣流曳力作用，忽略其他微小受力；

（2）載氧體由質(zhì)量分?jǐn)?shù)為70%的CaSO4與30% 的Al2O3惰性載體[7]復(fù)合而成，顆粒密度為兩者加權(quán)平均值3344kg/m3，同理，煤灰顆粒密度為50% SiO2、30% Al2O3及20%（CaO，MgO，C）[8]的加權(quán)均值2849kg/m3；

（3）一級分離器進(jìn)口氣流由來自空氣反應(yīng)器的體積分?jǐn)?shù)為85%的N2、10%的O2以及5%的H2O（汽）組成。

2 數(shù)值模擬方法

2.1 數(shù)學(xué)模型選擇與控制方程

由于旋風(fēng)分離器內(nèi)是復(fù)雜的三維強(qiáng)旋流場，所以應(yīng)用計算資源耗費(fèi)較大的線性雷諾應(yīng)力RSM （SSG）模型模擬湍流流動，相關(guān)文獻(xiàn)表明，該模型對此類流場的預(yù)報結(jié)果最為合理[9]；且文中采用的載氧體及煤灰顆粒體積分?jǐn)?shù)均小于12%，所以可采用DPM模型模擬顆粒相，并考慮相間耦合以提高計算精度。相關(guān)控制方程簡介如式(1)～式(4)。

（1）連續(xù)性方程

式中，ρ為氣流密度；u為氣流速度。

（2）動量方程

（3）雷諾應(yīng)力輸運(yùn)方程[9]

式中，C1=3.4+1.8Pkk/ε；C2=4.2；C3=0.8?1.3|αij|；Wij。

（4）離散相運(yùn)動方程

因為只考慮重力及氣流曳力，且顆粒受力符合牛頓第二定律，所以顆粒運(yùn)動方程如式(4)。

式中，F(xiàn)d為氣流曳力；g為重力加速度；up代表顆粒速度。

2.2 網(wǎng)格劃分

由于分離器內(nèi)為復(fù)雜強(qiáng)旋流動，且QUICK差分格式在六面體網(wǎng)格中才能顯出高精度優(yōu)勢[10]，所以為提高模擬精度，對模型采用分塊劃分方式，且每部分均采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，并使塊與塊間交界面上的網(wǎng)格保持一致性。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)化驗證后，網(wǎng)格單元數(shù)約為25萬。

2.3 邊界條件

應(yīng)用非交錯網(wǎng)格的SIMPLEC算法處理壓力-速度耦合，壓力梯度項采取PRESTO!差分格式，離散方程的對流項均采用QUICK格式，為避免發(fā)散，適當(dāng)降低各方程的亞松弛因子。采用Velocity-inlet邊界條件，模型1進(jìn)口速度14.4m/s，模型2速度為12m/s，并認(rèn)為進(jìn)口處顆粒分布符合隨機(jī)軌道模型；進(jìn)口氣體為體積分?jǐn)?shù)為85%的N2、10%的O2以及5%的H2O（汽）的混合氣體，采用組分輸運(yùn)模型設(shè)定組分體積比；出口均采用outflow邊界，應(yīng)用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，無滑移壁面。

認(rèn)為實驗擬用載氧體及煤灰顆粒粒徑分布均符合Rosin-Rammler分布形式[11]，篩分顆粒并根據(jù)實驗結(jié)果，用Origin軟件作出顆粒數(shù)據(jù)散點圖并擬合成Rosin-Rammler指數(shù)方程形式，煤灰顆粒最終擬合曲線如圖3所示，從而確定煤灰粒徑范圍15～100μm，中位徑d1=59.2μm，分布指數(shù)n1=2.58；同理，CaSO4顆粒粒徑范圍50～200μm，中位徑d2=135.5μm，分布指數(shù)n2=3.36。

圖3 煤灰粒徑分布及R-R擬合曲線

3 結(jié)果及分析

3.1 流場分析

各個模型進(jìn)口氣體流量均為2.35×10?4m3/s，煤灰流量5.56×10?4kg/s，載氧體流量4.53×10?3kg/s，模擬計算時間為10s。由于模型1、模型2的兩級分離器進(jìn)口尺寸，結(jié)構(gòu)形式均有較大差異，所以取其進(jìn)口中心截面速度等值線圖分析各自流場特性，如圖4、圖5所示。圖中上方為一級分離器進(jìn)口中心面，下方為二級進(jìn)口中心面。模型1中兩級分離器進(jìn)口均采用了漸縮加速段形式，而在模型2中，雖然一級進(jìn)口也采用了加速段，但由于其漸縮幅度小且進(jìn)口尺寸相應(yīng)加大，在相同氣體流量下，模型1中氣流流速均較模型2中相應(yīng)流速大。

圖4 模型1進(jìn)口中心面速度分布

圖5 模型2進(jìn)口中心面速度分布

模型1、模型2中兩級分離器進(jìn)口截面的速度分布形式大致相同，均呈現(xiàn)由圓筒壁向中心排氣管遞減的趨勢，在中心排氣管邊緣附近，由于排氣管的阻擋流速降低，兩者流速均為2～4m/s，然而由于模型1流速較大，故其徑向速度梯度較大，尤其在二級分離器進(jìn)口截面上，速度梯度相對明顯，這種梯度的層次性反映了流場的不均勻，不利于顆粒的有效分離。分離器進(jìn)口截面壓力分布，與速度分布有著對應(yīng)關(guān)系，圖4、圖5中心排氣管處流速較高，對應(yīng)壓力較低，例如，模型1一級分離器排氣管流速高達(dá)30m/s，其壓力約為?400Pa。眾所周知，旋風(fēng)分離器內(nèi)流場主要為雙層旋流，即中心附近上行氣流和外部下行氣流；中心低壓區(qū)的存在，推動氣流及顆粒趨向中心附近，過低的中心壓力容易造成粒徑、密度相對較大的載氧體顆粒也被卷入上行流中，繼而從一級分離器排氣口流出，而未能被分離返回爐膛，造成載氧體損失；模型2中由于流速較低，一級分離器排氣孔壓力也較低，約?50Pa，在此壓力下，應(yīng)當(dāng)足以保證煤灰被卷入上行流，從而進(jìn)入二級分離器被分離，又不會因為過大的壓力梯度造成載氧體大量流失。

圖6、圖7為模型1、模型2中一級分離器中距其底部不同高度處（Y方向）的各水平截面切向速度及其豎直中心面壓力分布；二級分離器中對應(yīng)情況與此相似，不再示出。由圖6可知，模型1、模型2中切向速度均成蘭金組合渦分布，即內(nèi)部強(qiáng)制渦與外部準(zhǔn)自由渦結(jié)構(gòu)，這與上文分析中的上、下行雙層旋流相印證；圖7中豎直方向壓力分布亦符合上文分析，即中心低四周高的梯度形式且模型1中心壓力低于模型2；圖6、圖7結(jié)果與文獻(xiàn)[9-10]中相應(yīng)分析具有一致性，表明了本文模擬的分離器內(nèi)復(fù)雜強(qiáng)旋流流場的合理性。

3.2 分離性能分析

圖6 一級分離器各水平截面切向速度

圖7 豎直中心面壓力分布

以各模型分離器內(nèi)顆粒軌跡圖的立體展示，來描述煤灰及載氧體顆粒在分離器內(nèi)的流動分布情況，并結(jié)合分離器各出口顆粒質(zhì)量流率統(tǒng)計，從定量數(shù)據(jù)上分析各模型分離器的分離性能。

圖8 模型1中載氧體顆粒軌跡

圖9 模型2中載氧體顆粒軌跡

表1 載氧體顆粒各出口流率及分離比例

由圖8、圖9可知，模型1的一級分離器中載氧體顆粒分布較為稀疏，較大量的載氧體顆粒被中心上升旋流帶入二級分離器內(nèi)，表1中相關(guān)數(shù)據(jù)表明，其質(zhì)量流率達(dá)到了1.393×10?3kg/s，占載氧體總質(zhì)量流率的30.75%，載氧體損失率過大；而在模型2中，其一級分離器內(nèi)顆粒相稠密，幾乎覆蓋了分離器整個外壁面，僅有少數(shù)載氧體顆粒進(jìn)入二級分離器內(nèi)，由表1可知，其質(zhì)量流率為1.189×10?4kg/s，占總質(zhì)量流率的2.63%，損失率較小。

此印證了前面關(guān)于載氧體流失原因的分析。具體來看，圖6所示模型1中各水平截面的切向速度均大于模型2的對應(yīng)值，切向速度大則顆粒離心力較大，本應(yīng)有利于顆粒的分離，然而旋風(fēng)分離器中特殊的中心上升強(qiáng)制渦流，是在外壁面附近下行準(zhǔn)自由渦流的動量傳遞作用下于分離器中下部位置，即圓錐形區(qū)域形成的，在此區(qū)域中由于壁面阻擋的摩擦損失，切向速度較大幅度降低，顆粒離心力相應(yīng)減小，離心作用減弱，且旋轉(zhuǎn)半徑逐步減小，模型1中較大的氣流速度使得顆粒與壁面間及彼此間的碰撞較模型2更劇烈，更易進(jìn)入中心附近的上行渦流；且模型1中同樣由于氣流流速過大，雙層旋流間的動量傳遞導(dǎo)致分離器中心附近壓力過低，如圖7所示，在圓錐形壁面與中心之間具有較大壓力梯度，此時顆粒受到向中心附近的壓力推動，被卷吸到中心強(qiáng)制渦上升氣流中的趨勢進(jìn)一步增大，從而易隨著上升流進(jìn)入二級分離器而未能有效分離；而優(yōu)化進(jìn)口結(jié)構(gòu)尺寸后的模型2分離器流速降低，中心壓力均勻，壓力梯度較小，微漸縮的進(jìn)口加速段設(shè)計使得顆粒仍具有適宜的切向速度，在離心力作用下被甩向壁面，從而伴隨外部準(zhǔn)自由渦下行氣流趨向一級分離器底部排塵口，最終得以分離，所以其載氧體分離性能明顯改善，流失率大幅降低。

觀察圖8、圖9還可看出，模型1中載氧體顆粒分別從其二級分離器的排塵口及排氣口流出，且大部分顆粒并沒有貼近壁面運(yùn)動，再結(jié)合表1中模型1統(tǒng)計數(shù)據(jù)，其排塵口流率7.814×10?4kg/s，占總流量17.25%，排氣口流率6.116×10?4kg/s，占總流量13.5%；而模型2中顆粒僅從二級排塵口排出。造成這一現(xiàn)象的原因與上述分析相似，主要是因為模型1中一級分離器排氣口流速較大，而二級分離器進(jìn)口仍采用了加速段形式，流速仍然增加，一方面導(dǎo)致顆粒在旋轉(zhuǎn)半徑逐步減小的圓錐形區(qū)域的碰撞加劇，更易進(jìn)入中心附近的上行流中；另一方面導(dǎo)致二級分離器中心壓力過低，雖然壓力梯度小于一級分離器，但進(jìn)入二級分離器的已是較小輕質(zhì)顆粒，在此壓力梯度下，仍會在圓錐形區(qū)域被中心低壓吸入上行流而排出。

對比圖10、圖11可看出，模型1、模型2中一級分離器煤灰顆粒分布相似，查表2可知，其排塵口煤灰分離比例分別為32.75%，30.13%，分離性能相近；但是，模型1二級排氣口附近煤灰濃度明顯高于模型2，而圓錐形區(qū)域煤灰濃度明顯偏低，由表2可知，模型1二級排氣口煤灰分離比已高達(dá)52.25%，而排塵口僅為15%；而在模型2中，二級排氣口煤灰分離比15%，排塵口分離比54.87%，排氣相對清潔。造成此種現(xiàn)象的原因，即模型1中流速過高造成中心區(qū)域壓力過低以及顆粒在圓錐形區(qū)域的碰撞加劇，且由于圓錐形壁面的摩擦作用，切向速度降低，離心作用減弱，而煤灰顆粒相對載氧體更加細(xì)小，在相同壓力梯度及劇烈碰撞作用下更易被卷吸到中心上行流中，使得更多煤灰顆粒從排氣口流出而未能有效分離，造成排氣污染；而模型2二級進(jìn)口未采用加速段，流速減緩，中心壓力適宜，圓錐形區(qū)域顆粒碰撞減弱，所以煤灰得以有效分離，排氣相對清潔。

表2 煤灰顆粒各出口流率及分離比例

圖10 模型1煤灰顆粒軌跡

圖11 模型2煤灰顆粒軌跡

3.3 實驗驗證

根據(jù)上述模擬結(jié)果，按照優(yōu)化后的模型2加工制造分離器，并將其安裝在圖2所示的實驗臺上，為便于收集顆粒物，僅應(yīng)用空氣反應(yīng)器和雙級分離器進(jìn)行試驗。

按照前述模擬條件確定進(jìn)氣流量為850L/h，簡化采用N2作為進(jìn)氣；為計算分離器各出口處載氧體和煤灰的分離比例，選用研磨篩分后的二水硫酸鈣作為載氧體，并將其與煤灰按模擬條件下的質(zhì)量比8.15進(jìn)行均勻摻混，然后在鼓風(fēng)干燥箱中60℃下干燥2h；根據(jù)模擬中載氧體和煤灰總質(zhì)量流率以及計算時間，確定出模擬條件下混合物總質(zhì)量為50g。故實驗開始前，將此質(zhì)量的干燥混合物加入到空氣反應(yīng)器中，考慮床層及管路阻力造成的壓降，通過氮?dú)馄可系臏p壓閥將進(jìn)氣壓力設(shè)定為0.11MPa，通過浮子式流量計調(diào)節(jié)為上述進(jìn)氣流量后，使N2從空氣反應(yīng)器底部連續(xù)通入，將混合物吹起并攜帶進(jìn)入分離器進(jìn)行分離；持續(xù)實驗3min以保證混合物全部離開爐膛，在此過程中采用編號的布袋分別收集分離器各出口處的混合物，為提高結(jié)果準(zhǔn)確性，重復(fù)3次上述過程作為一次實驗，每次實驗后將收集到的各組混合物分別稱量并放入馬弗爐中，在163℃下干燥2h以去除二水硫酸鈣的結(jié)晶水，冷卻后稱量并計算出減少的質(zhì)量，即為結(jié)晶水的質(zhì)量，從而折算出載氧體的質(zhì)量，繼而求得載氧體及煤灰各自的分離比例。

重復(fù)上述實驗過程，實驗及模擬結(jié)果對比如圖12所示。圖中可看出，兩組實驗結(jié)果間存在一定的起伏，但偏差不大，重復(fù)性較好，如一級排塵口載氧體分離比始終在90%左右，載氧體損失率較低；二級排塵口煤灰分離比在45%～50%之間，實現(xiàn)煤灰有效分離排除；這些均表明優(yōu)化裝置的分離性能比較穩(wěn)定，實驗結(jié)果可靠。而且，實驗及模擬數(shù)據(jù)也比較接近，具體來看，實驗中一級排塵口、二級排氣口載氧體分離比均值分別為91.25%、3.12%，而對應(yīng)的模擬值分別為97.37%、0；二級排氣口煤灰分離比的實驗均值為13.42%，而對應(yīng)模擬值為15%，這些均表明了模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。實驗及模擬結(jié)果間存在的少許差異可能是由于實驗與模擬工況略有不同造成的，例如，實驗用二水硫酸鈣載氧體密度與模擬值略有不同，采用純N2代替模擬中的混合氣作為載氣以及管路微量漏氣的存在均會造成進(jìn)氣質(zhì)量流率的少許偏差等，同時進(jìn)一步優(yōu)化實驗也可從這些方面著手。

圖12 實驗與模擬結(jié)果對比

4 結(jié) 論

本文對煤化學(xué)鏈燃燒裝置中雙級分離器的分離性能進(jìn)行模擬優(yōu)化和實驗驗證，研究結(jié)果對該種裝置的高效運(yùn)行及減少飛灰排放具有參考價值，得出以下主要結(jié)論。

（1）模型1進(jìn)口尺寸過小且兩級分離器進(jìn)口均采用加速段形式，使得氣流速度過大，造成中心附近壓力過低，在較大壓力梯度下顆粒更易被卷吸進(jìn)中心低壓渦的上行流中，導(dǎo)致占總量30.75%的載氧體流失，占總量52.25%的煤灰隨排氣排出。

（2）在模型1基礎(chǔ)上，模型2進(jìn)口尺寸加大，一級進(jìn)口采用較緩加速段，二級進(jìn)口無加速段，氣流速度減慢，分離器內(nèi)切向速度及壓力梯度適宜，載氧體損失率約8%，一級排塵口煤灰量較少，爐膛返灰率較低，利于保持載氧體活性；近50%的煤灰在二級分離器內(nèi)有效分離，排氣中含灰量約13%，相對原模型排氣較清潔。

符 號 說 明

C1，C3—— 變量系數(shù)

C2，C4，C5——常數(shù)系數(shù)

Dij——分子黏性擴(kuò)散項

Fd——?dú)饬饕妨?/p>

Gij——浮力產(chǎn)生項

k——湍流動能

Pij——剪應(yīng)力產(chǎn)生項

p——壓力，Pa

Sij，Wij——平均應(yīng)變率

u——?dú)饬魉俣?，m/s

up——顆粒速度，m/s

u'——脈動速度，m/s

αij——雷諾應(yīng)力張量各向異性部分

β——熱膨脹系數(shù)，K?1

δij——kronecker符號

ε——湍流耗散率

εij——黏性耗散項

μ——動力黏度，Pa·s

ρ——?dú)饬髅芏龋琸g/m3

σ——湍流普朗特數(shù)

φij—— 壓力應(yīng)變項

下角標(biāo)

i,j ,k ——空間坐標(biāo)分量，m

參 考 文 獻(xiàn)

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研究開發(fā)

Numerical simulation and optimization on the performance of
double-stage cyclone separator in coal-fueled CLC facility

JIANG Xu，WANG Cuiping，ZHANG Longlong
（Energy Engineering Research Institution，Qingdao University，Qingdao 266071，Shandong，China）

Abstract：Due to the ash has an inhibitory effect on activity of oxygen carrier in coal-fueled CLC （chemical looping combustion） technology，a new method of separating oxygen carrier and ash respectively by double-stage cyclone separator was proposed in this paper. The RSM（SSG） turbulence model and the particle stochastic trajectory model were both adopted，and the phase coupling was also considered. The numerical simulation was carried out for optimizing the double-stage cyclone separator in CLC facility. According to the simulation result，the size and structure of separator inlet was mainly analyzed and optimized，and the separation performance was verified by experiments. The simulation and experimental results of final optimization model both showed that more than 90% of CaSO4oxygen carriers return to furnace from dust removal port of first stage separator. The CaSO4loss rate was reduced. About 50% of ash particles were separated from dust removal port of second stage separator，only about 13% with the air discharge from the exhaust port. Dust-returning rate was effectively reduced and the clean exhaust gas was relatively released. The results are significant to the efficient operation of coal-fueled CLC facility.

Key words：chemical looping combustion (CLC)；double-stage cyclone separator；granular flow； numerical simulation；optimization

基金項目：國家自然科學(xué)基金項目（21276129）。

收稿日期：2015-08-24；修改稿日期：2015-09-21。

DOI：10.16085/j.issn.1000-6613.2016.02.013

中圖分類號：TK 16；TQ 051.8

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1000–6613（2016）02–0425–07