張 朝，崔豫泓，劉 羽，王鵬濤

(1.煤科院節(jié)能技術有限公司，北京 100013；2.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點實驗室，北京 100013；3.國家能源煤炭高效利用與節(jié)能減排技術裝備重點實驗室，北京 100013)

0 引 言

氣固兩相流廣泛存在于各類工業(yè)生產中，煤粉工業(yè)鍋爐系統(tǒng)中風粉混合器內一次風與煤粉的混合屬于典型的氣固兩相流動工況[1]。風粉混合器是實現(xiàn)煤粉與一次風快速、均勻混合的關鍵設備，對不同風粉混合器內兩相流動力場的測量及分析對比，對于優(yōu)化風粉混合器結構，強化風粉混合效率及提高一次風粉的均勻穩(wěn)定供給具有重要意義[2-3]。

近年來隨著數(shù)值計算不斷發(fā)展，鍋爐領域煤粉與一次風兩相流動的研究多以試驗研究和數(shù)值計算相結合而展開。楊姣等[3]采用湍流黏性離散相射流模型和SIMPLE算法針對鍋爐送粉管道氣固兩相流流動開展了數(shù)值計算，為改進一次風管縮孔提供了有益探索。潘衛(wèi)國等[4]采用基于擬流體假設的歐拉方法對彎曲圓管及復雜管線內氣固兩相流動開展了數(shù)值計算研究，其中表征氣固兩相間相互作用的氣固曵力系數(shù)模型采用的是Syamlal-O′Brien模型，氣相湍流模型采用Standardk-ε模型，將計算結果與實測數(shù)據進行對比，證實了兩相流模型及湍流模型的準確性，以及商用CFD軟件Fluent是一種有效研究鍋爐系統(tǒng)一次風氣固兩相流的手段。李紅文等[5]采用Fluent中氣固兩相流離散相模型(DPM)計算了文丘里管內氣固兩相流場，在結合氣相流場分析與固相顆粒受力分析的基礎上，提出DPM模型優(yōu)化的4項措施。張濤等[6]同樣采用DPM優(yōu)化了管道復雜流場氣固兩相流。宗營營等[7]利用RNGk-ε湍流模型和拉格朗日離散相模型對燃燒器煤風管道內煤粉顆粒-空氣兩相流場進行耦合數(shù)值模擬，研究了固體顆粒運動對管道內沖蝕磨損的影響。孫晨等[8]分析了氣固兩相流模型在流場分析中的研究進展。但鮮見針對煤粉工業(yè)鍋爐中儲式風粉供料器內氣固兩相流開展相關研究。

本文以煤粉工業(yè)鍋爐中儲式風粉供料器為研究對象，采用Fluent軟件，基于兩相流模型對風粉混合器內兩相流流場開展非穩(wěn)態(tài)數(shù)值計算，分析不同結構風粉混合器內停留時間對顆粒濃度分布特征的影響；并采用德圖testo425熱敏風速儀測定了2種風粉混合器內負壓變化曲線，總結煤粉落料量對風粉混合器內負壓變化的影響規(guī)律。

1 研究方法

1.1 理論模型

流理論模型包括多相連續(xù)介質力學模型、基于統(tǒng)計分子動力學的分子動力學模型和建立在介觀層次上的格子-Boltzmann模型，其中多相連續(xù)介質力學模型在工程中得到了廣泛應用[9]。多相連續(xù)介質模型又包括無滑移單流體模型、多(雙)流體模型、顆粒動力學模型及分散顆粒群軌跡模型。

無滑移單流體模型將多相合并為一特殊的單相流體，假定顆粒速度、湍流擴散系數(shù)與當?shù)貧怏w速度、湍流擴散系數(shù)相同，而大多情況下懸浮體中的流體與顆粒之間存在速度差等，造成計算結果與實際差別較大，一般多適用于力度很小的固體沉積計算中[10]。顆粒動力學模型只考慮單個顆粒在已確定流場的連續(xù)相流體中的受力和運動，即單相耦合；分散顆粒群軌跡模型中分散相與連續(xù)相可以交換動量、質量和能量，即實現(xiàn)雙向耦合求解，但二者主要適用于體積分數(shù)小于10%的多相流系統(tǒng)?；跉W拉框架建立的多(雙)流體模型將各相視為相互滲透、耦合但又保持各自運動特征的連續(xù)介質。相比于單流體模型，雙流體模型考慮了固相的湍流輸運以及氣固兩相間相互滑移引起的阻力，使得計算結果與實際情況更加接近。基于風粉混合器內固相體積占比及Fluent軟件自身特點，本文計算選用多相連續(xù)介質模型中的Eulerian雙流體模型[11-12]。

1.2 基本方程

冷態(tài)雙流體模型基本方程由守恒方程和封閉方程構成。冷態(tài)雙流體模型的守恒方程是由質量守恒方程(連續(xù)性方程)和動量守恒方程組成。

1)連續(xù)性方程

以g代表氣相，s代表固相，則對于氣相連續(xù)性方程[13]可表示為

(1)

式中，αg為氣相體積分數(shù)，無量綱數(shù)；ρg為氣相物理密度，kg/m3；vg,j為氣相速度，m/s。

將式(1)代表氣相的參數(shù)表示為固相即可得固相連續(xù)性方程,即

(2)

2)動量守恒方程

(3)

式(3)右側每項分別代表氣相靜壓力、壓力應變張量、氣固曳力、體積力、升力和虛擬質量力。本計算忽略升力和虛擬質量力，則式(3)簡化為

(4)

將式(4)代表氣相的參數(shù)表示為固相，即可得固相動量守恒方程：

(5)

3)相間耦合

對于兩相流計算，相間耦合是關鍵部分，對計算結果的準確性至關重要。本計算針對冷態(tài)氣固兩相流模擬，因此僅考慮動量間耦合，即氣固曳力。

(6)

本文采用Schilller-Naumann模型表征氣固相動量之間的耦合，該模型中的曳力系數(shù)表達式[14]為

(7)

(8)

(9)

4)Eulerian雙流體模型封閉方程

αg+αs=1

(10)

(11)

(12)

1.3 計算方法及初始化

本文選用瞬態(tài)計算方法，對于煤粉-空氣兩相流動，采用相間耦合的SIMPLE算法[15-16]。對于氣相與固相，二者質量流量、速度和體積分數(shù)分別通過各自壓力進行校正。

初始化是求解前重要的一步，對于計算結果的準確性以及收斂性具有重要影響。對于本計算，初始化包括2部分，第1部分為全流場的初始化，選取所有區(qū)域使邊界上設定的值計算出初始值完成對全部流場的平均初始化；由于本計算中初始狀態(tài)下風粉混合器的上一部分為固相，因此還需對該區(qū)域的固相容積份額進行初始化，故第2部分為固相區(qū)域的初始化，定義初始固相區(qū)域為距離風粉混合器頂部50 mm的空間，且設定固相容積份額為0.9，最后完成固相區(qū)域的初始化。

1.4 幾何結構及網格劃分

本文計算2種風粉混合器結構如圖1所示。2種結構的長、寬、垂直高度以及出粉管直徑一致，且文丘里結構出口直徑均為40 mm，文丘里伸入長度均為75 mm，區(qū)別在于豎直結構的出粉管及文丘里中心高度為160 mm，而傾斜結構的出粉管及文丘里中心高度為120 mm，傾斜角度為60°。

圖1 風粉混合器結構尺寸Fig.1 Structural dimension of air-powder mixer

采用ICEM軟件，基于幾何拓撲學知識，將2種風粉混合器劃分出了合適的塊，并對不同塊上的邊劃分了適宜的節(jié)點，最終生成三維網格，網格示意如圖2所示。

圖2 風粉混合器網格結構Fig.2 Grid structure of air-powder mixer

改變拓撲結構邊上的節(jié)點數(shù)可以生成不同數(shù)量的網格，為了排除網格數(shù)量對風粉混合器模擬結果的影響，還進行了網格獨立性檢驗。本文劃分的網格數(shù)量為50萬、80萬、100萬。采用單相冷態(tài)模擬檢驗的方式，選取風粉混合器豎直段中心線上6個點，分析6點速度與網格數(shù)量的關系如圖3所示。結果表明50萬的網格與后兩者存在異一定差異，而80萬的網格可以實現(xiàn)與100萬網格相同的計算結果。因此，本文選用的網格數(shù)量為80萬。

圖3 不同網格數(shù)量下豎直風粉混合器中心軸線處速度分布Fig.3 Velocity distributions at the central axis of vertical air powder mixer with different number of grids

1.5 物性參數(shù)及邊界條件

工業(yè)鍋爐風粉混合器內典型工況1.1 kg煤粉/kg空氣給定，煤粉密度設為2 500 kg/m3，黏度10 kg/(m·s)；空氣密度1.293 kg/m3，動力黏度等保持默認設置。

風粉混合器文丘里入口采用速度入口條件，風粉混合器出粉管出口采用壓力出口，具體設置見表1。風粉混合器頂部煤粉落料口附近對煤粉初始化邊界條件為局部煤粉容積份額0.95；壁面處空氣采用壁面函數(shù)法和無滑移邊界條件。

表1 邊界條件設置

2 風粉混合器內氣固兩相流動數(shù)值模擬

2.1 豎直混合器內顆粒濃度分布特性

本文采用瞬態(tài)計算方法，顆粒在豎直風粉混合器內停留時間從0增加至1 s時縱向截面流場顆粒體積分數(shù)分布云圖如圖4所示。

圖4 不同時刻豎直風粉混合器內顆粒濃度分布云圖Fig.4 Cloud chart of particle concentration distribution in the vertical air-powder mixer at different times

由圖4可知，隨著煤粉顆粒在風粉混合器內停留時間由0增加至0.25 s時，風粉混合器上半部分顆粒質量濃度分數(shù)逐漸減小并接近0，同時下半部分及文丘里管底部顆粒質量濃度分數(shù)逐漸增加，且當停留時間由0.25 s增加至1 s時，底部顆粒沉積現(xiàn)象一直存在。這說明該風粉混合器結構容易造成煤粉顆粒在底部積累，存在較大的顆粒流動死角，可能是造成風粉混合器內風粉混合不均及供料波動的重要因素之一。

造成豎直風粉混合器底部顆粒沉積嚴重的主要原因包括：① 出粉管距離底部偏高，易造成顆粒堆積；② 顆粒由風粉混合器頂部垂直落入風粉混合器內，需在其內部實現(xiàn)由垂直方向的運動迅速轉變?yōu)樗椒较虻倪\動，且沒有外界導流部件，僅有水平方向的高速一次風，故在風粉混合器內顆粒運動容易受到不穩(wěn)定因素的干擾，而造成顆粒運動軌跡混亂及流動死區(qū)的現(xiàn)象。

2.2 改進的風粉混合器內顆粒濃度分布特性

同樣采用瞬態(tài)計算方法得到顆粒在傾斜風粉混合器內停留時間從0增加至1 s時縱向截面流場顆粒質量濃度分布云圖，具體如圖5所示。

由圖5可知，隨著煤粉顆粒在風粉混合器內停留時間由0增至0.3 s時，風粉混合器上半部分顆粒質量濃度逐漸減小并接近0，而此時下半部分及文丘里管底部顆粒質量濃度分數(shù)逐漸增加，當停留時間由0.1 s增加至0.3 s時，底部顆粒濃度基本維持不變，而當停留時間大于0.3 s時，風粉混合器內顆粒濃度基本降至0。傾斜的風粉混合器結構可以避免煤粉顆粒在底部積累，消除了顆粒流動死角，對于強化風粉混合器內風粉混合及減小供料波動具有重要意義。

相比于豎直結構，傾斜結構降低了風粉氣流流出管高度，且增強了風粉混合器邊壁對顆粒的導流作用，同樣的顆粒垂直落料速度，后者由于傾斜邊壁的存在，為顆粒增加了水平方向的速度分量，更有助于顆粒在相同高度下，實現(xiàn)速度快速轉變。

3 風粉混合器內負壓變化特性試驗

3.1 試驗系統(tǒng)與試驗方法

基于煤科院20 t/h煤粉工業(yè)鍋爐供料及一次風系統(tǒng)，開展現(xiàn)場工程試驗。試驗系統(tǒng)示意如圖6所示。本試驗系統(tǒng)由羅茨鼓風機(一次風機)、一次風粉管道、煤粉塔(包括煤粉大儲倉、中間儲倉)、煤粉供料器、風粉混合器、燃燒器及其余鍋爐系統(tǒng)組成。

圖5 不同時刻傾斜風粉混合器內顆粒濃度分布云圖Fig.5 Cloud chart of particle concentration distribution in declining air-powder mixerat different times

圖6 試驗系統(tǒng)示意Fig.6 Schematic diagram of test system

試驗首先啟動羅茨風機，吹掃風粉管道，同時測量不供料時風粉混合器內負壓值；然后正常啟爐，6 Hz啟動供料器，并按規(guī)定方法調節(jié)鍋爐相關設備，待鍋爐各項參數(shù)正常且爐膛負壓、排煙氧含量穩(wěn)定后，測量6 Hz供料量下風粉混合器內負壓變化，測量時間約1 min，記錄測量時間段內負壓變化上下值及平均值。此后按每增加3 Hz供料量為一個工況，采用上述相同方法測量負壓變化。

采用德圖testo425熱敏風速儀，測量2種不同結構的風粉混合器在不同落料量下的負壓，測量點位于風粉混合器頂部向下約50 mm的中心處。對比分析風粉混合器內氣固兩相流流場的穩(wěn)定性，間接判斷其供料的穩(wěn)定性。

3.2 試驗結果分析

豎直風粉混合器及傾斜風粉混合器內負壓上下限隨供料量的變化見表2。由表2可知，2種結構的風粉混合器內負壓均隨供料量的增大而逐漸降低，這主要是因為隨供料量的增大，風粉混合器內煤粉物料占據空間增大，即可用于形成負壓的氣相空間減小，而文丘里結構保持不變，故由文丘里高速引射造成的負壓值減小，造成風粉混合器內負壓逐漸減小。但是對于傾斜結構的風粉混合器，相同的供料量下負壓均大于豎直結構風粉混合器，特別是高供料頻率下(供料大于18 Hz)，傾斜結構負壓變化下限比豎直結構負壓上限高，且傾斜結構負壓上限比豎直結構上限高約1 000 Pa。因此，傾斜結構風粉混合器具有較寬的供料適用范圍，且能保證煤粉物料的快速均勻混合。

豎直風粉混合器及傾斜風粉混合器內不同供料量下負壓平均值變化如圖7所示。由圖7可知，試驗范圍內傾斜風粉混合器負壓平均值均大于豎直結構。豎直風粉混合器在高落料量下，平均負壓偏小，幾乎接近正壓，且在測試過程中發(fā)現(xiàn)存在間斷正壓噴粉的現(xiàn)象，故該風粉混合器在高落料量下負壓不足，是造成風粉混合不理想，供料波動較大主要原因。而高落料量下傾斜風粉混合器負壓平均值仍大于-1 000 Pa，且測試期間并無噴粉現(xiàn)象。綜上，針對該供料系統(tǒng)，傾斜風粉混合器具有穩(wěn)定且較寬的負壓變化范圍，相比于豎直結構，能較好克服供料波動大的現(xiàn)象。

圖7 不同落料量下豎直風粉混合器內負壓平均值Fig.7 Average negative pressure in the vertical air-powder mixer under different blanking amount

2種風粉混合器結構在21 Hz供料量下數(shù)值計算及試驗測點處負壓值對比如圖8所示。由圖8可知，該供料量下數(shù)值計算結果與試驗值非常接近，負壓相差小于30 Pa，誤差小于5%，驗證了數(shù)值計算模型及計算方法的準確性。

圖8 21 Hz供料量下數(shù)值計算及試驗測點處負壓值Fig.8 Numerical calculation and test negative pressure value under 21 Hz feed quantity

4 結 論

1)針對豎直及傾斜2種不同結構的風粉混合器，通過Fluent數(shù)值計算及工程試驗，探究了風粉混合器內不同停留時間下顆粒濃度分布特征及不同落料量下風粉混合器內負壓變化規(guī)律。停留時間由0.25 s增加至1 s時，傾斜風粉混合器底部煤粉顆粒堆積，存在明顯的顆粒流動死角，是造成風粉混合不均及供料波動的重要原因之一。

2)停留時間大于0.3 s時，傾斜風粉混合器內顆粒濃度基本降至0，較好地避免了煤粉顆粒在底部積累，消除了顆粒流動死角，對于強化風粉及減小供料波動具有積極作用。

3)工程試驗表明，高落料量下豎直結構的風粉混合器內負壓偏低，且存在間斷的噴粉現(xiàn)象，而傾斜結構的風粉混合器仍能保持較高的負壓，對于克服供料波動具有較好的效果。