袁東輝，孫世超，鄭秀平，韓 義，王研凱，段倫博

(1.內(nèi)蒙古電力(集團(tuán))有限責(zé)任公司 內(nèi)蒙古電力科學(xué)研究院分公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010020；2.東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過(guò)程測(cè)控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210096；3.內(nèi)蒙古京泰發(fā)電有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017000)

0 引 言

近年來(lái)，我國(guó)新能源發(fā)電量和發(fā)電量占比穩(wěn)步提升，其間歇性和波動(dòng)性的特點(diǎn)對(duì)電網(wǎng)穩(wěn)定運(yùn)行影響巨大，要求新能源發(fā)電大規(guī)模并入電網(wǎng)后需要進(jìn)行密切協(xié)調(diào)配合，降低新能源發(fā)電不穩(wěn)定帶來(lái)的安全調(diào)度風(fēng)險(xiǎn)，保證電網(wǎng)穩(wěn)定運(yùn)行。為了保證電網(wǎng)的穩(wěn)定、調(diào)度以及最大程度的消納新能源發(fā)電，傳統(tǒng)燃煤機(jī)組如循環(huán)流化床機(jī)組等需要參與到深度調(diào)峰中。與此同時(shí)，深度調(diào)峰給循環(huán)流化床鍋爐帶來(lái)了低負(fù)荷時(shí)床溫過(guò)低的問(wèn)題。

為了解決這一問(wèn)題，文獻(xiàn)[1]提出了通過(guò)降低旋風(fēng)分離器分離效率減少循環(huán)灰量從而提高爐膛溫度的方法，有望改善現(xiàn)有鍋爐運(yùn)行中通過(guò)密封返料閥放灰的問(wèn)題，同時(shí)，也報(bào)道了一種分離效率可調(diào)的循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器，其基本工作原理是在旋風(fēng)分離器錐形筒處通入干擾風(fēng)，人為控制旋風(fēng)分離器內(nèi)的流場(chǎng)，從而調(diào)控旋風(fēng)分離器的分離效率。該文對(duì)這種分離效率可調(diào)的旋風(fēng)分離器進(jìn)行了冷態(tài)試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，證實(shí)了干擾風(fēng)的通入確實(shí)可改變分離效率，但并未研究干擾風(fēng)通入對(duì)旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流場(chǎng)和壓降的影響規(guī)律及其對(duì)鍋爐低負(fù)荷床溫的影響規(guī)律。

旋風(fēng)分離器壓降關(guān)系到系統(tǒng)的能量消耗以及風(fēng)機(jī)的合理設(shè)計(jì)，在旋風(fēng)分離器的設(shè)計(jì)及改造中對(duì)旋風(fēng)分離器的壓降進(jìn)行預(yù)測(cè)具有重要意義。前人提出了一系列旋風(fēng)分離器壓降計(jì)算模型，如Shepherd & Lapple模型[2]、Cascal& Martinez模型[3]、Dirgo模型[4]、First模型[5]、Chen-Shi模型[6]等。上述模型均是基于試驗(yàn)結(jié)果、理論分析提出的，在建立的過(guò)程中進(jìn)行了一定程度的簡(jiǎn)化，且模型的使用有前提條件。

近年來(lái)，采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)研究旋風(fēng)分離器的壓降發(fā)展迅速。杜慧娟等[7]利用數(shù)值模擬對(duì)280 t/h CFB鍋爐中入口收縮角度分別為14°、20°、25°、30°、34°的旋風(fēng)分離器進(jìn)行研究，結(jié)果表明，分離效率隨著收縮角度的增大先增加后減小，收縮角越大，分離器壓降越高。黃中等[8]模擬結(jié)果表明，隨著中心筒直徑減小，循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓降差減小了16%。由洋等[9]采用Fluent研究循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器的不同結(jié)構(gòu)對(duì)壓降的影響，結(jié)果表明，除了入口截面積和中心筒直徑對(duì)壓降有影響外，中心筒的插入深度、中心筒底端與折流板之間的距離、折流板幾何尺寸以及入口流速等均會(huì)對(duì)壓降產(chǎn)生影響。張建等[10]也通過(guò)Fluent軟件并借助其中的RSM模型研究旋風(fēng)分離器的壓降，通過(guò)與壓降經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)比，得出CFD數(shù)值模擬能夠較好地預(yù)測(cè)旋風(fēng)分離器的壓降。李敏等[11]以旋風(fēng)分離器切向速度模型為研究對(duì)象，通過(guò)CFD模擬方法研究了分離器的壓降，CFD模擬結(jié)果與壓降理論計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果基本吻合。Ashry等[12]采用數(shù)值模擬研究非球形顆粒對(duì)旋風(fēng)分離器壓降的影響并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明，CFD模擬能夠有效反映旋風(fēng)分離器內(nèi)非球形顆粒流的壓降特性和分離效率。

本文以某300 MWe循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器為研究對(duì)象。首先采用CFD模擬研究不通干擾風(fēng)時(shí)不同入口風(fēng)速下的壓降變化規(guī)律，并將壓降變化規(guī)律與前人提出的分離器壓降計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比；然后研究通入干擾風(fēng)后分離效率可調(diào)旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流場(chǎng)和壓降的變化規(guī)律；最后結(jié)合熱力計(jì)算，考察了通入干擾風(fēng)對(duì)鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行床溫的影響規(guī)律，為循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器改造提供數(shù)據(jù)支撐。

1 研究?jī)?nèi)容

1.1 研究對(duì)象

本文的研究對(duì)象為國(guó)內(nèi)某300 MWe循環(huán)流化床鍋爐的旋風(fēng)分離器。首先利用SolidWorks軟件對(duì)旋風(fēng)分離器進(jìn)行幾何構(gòu)建，規(guī)定豎直方向向上為y軸正方向，中心筒出口圓心處為坐標(biāo)系原點(diǎn)，并利用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分。經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，并結(jié)合計(jì)算精度和計(jì)算成本，最終確定網(wǎng)格數(shù)為114.7萬(wàn)。旋風(fēng)分離器具體結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分如圖1所示。

圖1 循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

圖1中，旋風(fēng)分離器的錐形筒開(kāi)孔，4個(gè)孔的直徑均為120 mm，開(kāi)孔圓心所在平面距中心筒出口平面14 900 mm。將旋風(fēng)分離器入口方向的開(kāi)孔命名為0°孔，從入口方向俯視順時(shí)針依次旋轉(zhuǎn)90°，分別命名為90°孔、180°孔、270°孔，如圖2所示。

圖2 循環(huán)流化床旋風(fēng)分離器開(kāi)孔

文獻(xiàn)[1]通過(guò)冷態(tài)試驗(yàn)和數(shù)值模擬報(bào)道了向上述孔通入干擾風(fēng)對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響規(guī)律，本文在此基礎(chǔ)上分析壓降的變化情況并結(jié)合熱力學(xué)計(jì)算，研究通入干擾風(fēng)對(duì)鍋爐低負(fù)荷運(yùn)行床溫的影響規(guī)律。

1.2 旋風(fēng)分離器數(shù)值模擬

旋風(fēng)分離器工作時(shí)內(nèi)部的流場(chǎng)是復(fù)雜的三維強(qiáng)旋流，研究表明[12-16]，雷諾應(yīng)力模型(RSM)能夠較好地反映流場(chǎng)內(nèi)部的各向異性，因此可用來(lái)模擬旋風(fēng)分離器內(nèi)部的三維強(qiáng)旋流，因此本文湍流模型選用雷諾應(yīng)力模型。

壓力速度耦合選擇SIMPLE算法，空間離散化采用Green-Gauss Cell Based算法。邊界條件中入口采用速度入口(velocity-inlet)，中心筒出口采用完全流出口(outflow)，壁面采用無(wú)滑移邊界。分離器入口氣體溫度為737 ℃，入口顆粒密度為1 200 kg/m3，質(zhì)量濃度為0.36 kg/m3，入口顆粒假設(shè)為球形，粒徑分布如圖3所示，氣固曳力模型采用spherical模型。干擾風(fēng)溫度為27 ℃，干擾風(fēng)速分別為10、20、30 m/s。多粒度入口條件下旋風(fēng)分離器分離效率的計(jì)算方法如下：利用顆粒的粒徑分布劃分若干質(zhì)量組，每組的質(zhì)量分?jǐn)?shù)與該組平均粒徑下的分級(jí)分離效率相乘，全部組的總和即為總分離效率[17]，計(jì)算公式為

圖3 入口顆粒粒徑分布

η=∑ηxMx，

(1)

式中，η為總分離效率，%；ηx為平均粒徑為dx顆粒的分級(jí)分離效率，%；Mx為平均粒徑為dx顆粒質(zhì)量組的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

本文利用CFD模擬研究循環(huán)流化床鍋爐分離效率可調(diào)旋風(fēng)分離器不通入干擾風(fēng)且入口速度變化時(shí)的壓降變化，并與Shepherd & Lapple計(jì)算模型、Cascal & Martinez計(jì)算模型、Dirgo計(jì)算模型、First計(jì)算模型、Chen-Shi計(jì)算模型等計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。此外利用CFD模擬研究循環(huán)流化床鍋爐分離效率可調(diào)旋風(fēng)分離器在115 MWe負(fù)荷時(shí)(入口速度為7.48 m/s)通入干擾風(fēng)的壓降變化規(guī)律。分離效率可調(diào)旋風(fēng)分離器模擬工況見(jiàn)表1。

表1 分離效率可調(diào)旋風(fēng)分離器模擬工況

1.3 壓降計(jì)算模型

旋風(fēng)分離器壓降與旋風(fēng)分離器入口流速的平方成正比，因此通常將旋風(fēng)分離器的壓降表示為

(2)

式中，ζ為阻力系數(shù)；vi為旋風(fēng)分離器入口流速，m/s；ρ為進(jìn)口氣體密度，kg/m3。

式(2)為計(jì)算旋風(fēng)分離器壓降的通用計(jì)算公式，其中ζ可以看成除了分離器進(jìn)出口氣流動(dòng)壓外的其他影響因素的綜合影響[19]。不同計(jì)算模型的阻力系數(shù)的計(jì)算方法不同，本文采用5個(gè)計(jì)算公式，即

Shepherd & Lappe模型：

(3)

Cascal & Martinez模型：

(4)

Dirgo模型：

(5)

First模型：

(6)

Chen-Shi模型：

(7)

式中，a、b分別為分離器入口高度和寬度，m；B為錐形筒底端直徑，m；De、re分別為中心筒直徑和半徑，m；D、R分別為筒體直徑和半徑，m；H、h分別為分離器和筒體高度，m；S為中心筒插入深度，m；KA為入口面積比，KA=πD2/(4ab)；rc為核心流半徑，m；Fs為總接觸面積，m2；vw為筒體半徑處的切向速度，m/s；dr為中心筒直徑與筒體直徑之比；f0為氣流與旋風(fēng)分離器內(nèi)壁之間的摩擦因數(shù)。

筒半徑處的切向速度采用式(8)[6]進(jìn)行計(jì)算，即

(8)

2 結(jié)果與分析

旋風(fēng)分離器的壓降定義為旋風(fēng)分離器進(jìn)出口的靜壓差，即

ΔP=Pin-Pout，

(9)

式中，Pin為旋風(fēng)分離器入口靜壓，Pa；Pout為旋風(fēng)分離器出口靜壓，Pa。

2.1 不同入口速度下的壓降

由于本文研究的旋風(fēng)分離器處于115 MWe低負(fù)荷運(yùn)行，旋風(fēng)分離器入口速度較低，因此取入口速度分別為6、8、10、12、14 m/s。圖4為不通干擾風(fēng)的旋風(fēng)分離器在入口速度為6～14 m/s時(shí)壓降的模型計(jì)算結(jié)果和模擬結(jié)果?？梢钥闯?，旋風(fēng)分離器的壓降隨入口速度的增大而增大，這與張建等[10]、李敏等[11]研究結(jié)果相同，且采用雷諾應(yīng)力模型模擬的結(jié)果與計(jì)算模型中的Chen-Shi模型計(jì)算結(jié)果吻合較好。

圖4 不同入口速度壓降模擬值與壓降模型計(jì)算值

許多研究人員將CFD壓降模擬結(jié)果與不同壓降計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得到不同的結(jié)果。李敏等[11]利用CFD模擬得到的壓降計(jì)算結(jié)果與Dirgo模型的計(jì)算結(jié)果最接近。蔡安江[22]經(jīng)分析認(rèn)為Shepherd-Lapple的計(jì)算公式簡(jiǎn)單，但比First的計(jì)算結(jié)果要好。錢(qián)付平等[21]發(fā)現(xiàn)，CFD模擬結(jié)果與Dirgo模型以及Cascal& Martinez模型計(jì)算結(jié)果較接近。張建等[10]發(fā)現(xiàn)，Cascal& Martinez模型較精確。杜慧娟等[7]認(rèn)為CFD計(jì)算結(jié)果與Chen-Shi模型計(jì)算結(jié)果相符。

本文認(rèn)為Chen-Shi模型考慮了旋風(fēng)分離器的入口膨脹損失、中心筒入口處的收縮損失、旋流損失、出口處氣體動(dòng)能的耗散損失，在計(jì)算壓降時(shí)考慮較全面，因此該模型較精確，CFD計(jì)算結(jié)果真實(shí)可信。

2.2 氣相流場(chǎng)分析

2.2.1靜壓分布

在分析旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)時(shí)需分析靜壓分布規(guī)律，而分析靜壓分布規(guī)律主要考慮其沿徑向上的分布。本文以旋風(fēng)分離器出氣口水平面為0 m面，沿y軸負(fù)方向向下劃分-6.5、-10.0、-11.0、-12.5、-13.5、-14.4 m等水平面，用于分析旋風(fēng)分離器內(nèi)部的靜壓徑向分布，平面分布如圖5所示。

圖5 靜壓分析面分布

分別計(jì)算不通入干擾風(fēng)且入口風(fēng)速為7.48 m/s時(shí)沿豎直高度處6個(gè)截面的靜壓徑向分布，如圖6所示。

圖6 不開(kāi)孔分離器不同高度徑向靜壓分布

從圖6可以發(fā)現(xiàn)，靜壓在旋風(fēng)分離器內(nèi)部呈邊壁較高、中心較低的分布規(guī)律，靜壓隨半徑的減少而降低，在中心位置附近達(dá)到最低?？拷行耐驳闹行奈恢酶浇嬖谳^低的負(fù)壓，這與李強(qiáng)[23]模擬得到的結(jié)果一致。此外，不同平面靜壓分布的最低位置不同，在中心位置兩側(cè)各有分布，這與分離器內(nèi)的靜壓旋轉(zhuǎn)分布有關(guān)(圖7)，與張建[10]、李敏[11]等的模擬結(jié)果一致。

圖7 z=0平面靜壓分布

通入20 m/s干擾風(fēng)，選取y=-6.5、-11.0、-14.4 m 三個(gè)截面，靜壓分布結(jié)果如圖8所示。

圖8 0°孔、90°孔、180°孔、270°孔與不開(kāi)孔靜壓分布對(duì)比

從圖8可以看出，向0°孔、90°孔中通入干擾風(fēng)后，靠近中心筒入口的-6.5 m平面左側(cè)有一個(gè)明顯的靜壓降，其他平面左側(cè)的靜壓也有所降低。0°孔通入干擾風(fēng)后選取的3個(gè)平面右側(cè)的靜壓變化較小，而90°孔通入干擾風(fēng)后選取的3個(gè)平面右側(cè)靜壓降低明顯。向180°孔、270°孔通入干擾風(fēng)后，靠近中心筒入口的-6.5 m平面左側(cè)的靜壓升高，這與0°孔、90°孔的情況相反。

2.2.2速度分布

開(kāi)孔平面處豎直分速度如圖9所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，在開(kāi)孔平面處上行流主要向0°～90°的區(qū)域偏置，在圖10中表現(xiàn)更加明顯。向4個(gè)孔內(nèi)通入20 m/s干擾風(fēng)后，軸向速度的分布如圖11所示。

圖9 開(kāi)孔平面豎直分速度分布

圖10 速度豎直分量矢量

圖11 軸向速度分布變化

由圖11可知，向4個(gè)孔內(nèi)通入20 m/s干擾風(fēng)后，旋風(fēng)分離器入口速度為7.48 m/s。圖中左側(cè)對(duì)應(yīng)圖12中的0°～90°位置，其上行氣流較強(qiáng)。在0°孔、90°孔中通入干擾風(fēng)后，該位置靠近壁面處的軸向速度增加，而180°孔、270°孔中通入干擾風(fēng)后該位置靠近壁面處的軸向速度略有降低。

2.3 通入干擾風(fēng)的壓降變化

在文獻(xiàn)[1]的基礎(chǔ)上研究不通入干擾風(fēng)旋風(fēng)分離器在不同入口風(fēng)速下的壓降變化，并與前人的壓降經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)比。利用同一個(gè)網(wǎng)格文件在不同方向的孔進(jìn)行通入干擾風(fēng)的計(jì)算。分別計(jì)算0°、90°、180°、270°孔在通入10、20、30 m/s干擾風(fēng)的壓降，在115 MWe負(fù)荷下，對(duì)應(yīng)的入口速度為7.48 m/s。

4個(gè)孔通入及不通入干擾風(fēng)的壓降變化規(guī)律如圖12所示，圖中水平線(xiàn)為不通入干擾風(fēng)且入口速度為7.48 m/s時(shí)旋風(fēng)分離器的壓降，虛線(xiàn)為文獻(xiàn)[1]中分離效率隨干擾風(fēng)的變化。

圖12 旋風(fēng)分離器壓降及分離效率變化

文獻(xiàn)[1]研究結(jié)果表明，向0°孔、90°孔通入干擾風(fēng)后，分離效率隨干擾風(fēng)速的增加而降低；而向180°孔、270°孔通入干擾風(fēng)后，分離效率隨干擾風(fēng)速的增加先升高后降低。從圖12可以看到，0°、90°、180°、270°四個(gè)孔中分別通入干擾風(fēng)后，旋風(fēng)分離器的壓降變化趨勢(shì)與文獻(xiàn)[1]中分離效率的變化趨勢(shì)相同。向4個(gè)孔通入10 m/s干擾風(fēng)時(shí)，旋風(fēng)分離器的壓降差距不大，但均大于不通干擾風(fēng)時(shí)的壓降。90°孔通入干擾風(fēng)后的壓降比0°孔通入干擾風(fēng)下降得快，90°孔通入干擾風(fēng)能較好地降低旋風(fēng)分離器壓降。180°、270°孔中通入干擾風(fēng)后的壓降變化基本相同。向分離效率可調(diào)旋風(fēng)分離器的4個(gè)孔中分別通入10、20、30 m/s干擾風(fēng)后的壓降變化趨勢(shì)與文獻(xiàn)[1]中分離效率的變化趨勢(shì)大致相同，在文獻(xiàn)[1]中90°孔通入干擾風(fēng)后分離效率變化趨勢(shì)較好，本文中在90°孔通入干擾風(fēng)后壓降的變化趨勢(shì)較好。

結(jié)合2.2節(jié)旋風(fēng)分離器內(nèi)部不同高度處?kù)o壓分布可以發(fā)現(xiàn)，靠近旋風(fēng)分離器入口空間的靜壓分布變化趨勢(shì)與旋風(fēng)分離器的壓降變化趨勢(shì)相同。

2.4 不同工況下密相區(qū)溫度變化

熱力計(jì)算研究對(duì)象為東方鍋爐廠(chǎng)生產(chǎn)的DG1089/17.4-Ⅱ1型亞臨界循環(huán)流化床鍋爐，該鍋爐采用單汽包、單布風(fēng)板、單爐膛、M型布置、平衡通風(fēng)、一次中間再熱、循環(huán)流化床燃燒方式，采用高溫冷卻式旋風(fēng)分離器進(jìn)行氣固分離。

根據(jù)目標(biāo)機(jī)組的結(jié)構(gòu)尺寸和運(yùn)行數(shù)據(jù)，針對(duì)CFB鍋爐進(jìn)行了耦合爐側(cè)和鍋側(cè)的全流程熱力計(jì)算，熱力計(jì)算的設(shè)計(jì)燃料采用電廠(chǎng)提供的入爐煤質(zhì)報(bào)告(表2)。

表2 熱力計(jì)算設(shè)計(jì)煤種的元素分析和工業(yè)分析

全流程熱力計(jì)算程序被劃分為多個(gè)單元模塊，主要包括鍋爐結(jié)構(gòu)計(jì)算模塊、燃料計(jì)算模塊、煙氣特性模塊、水蒸汽焓值溫度計(jì)算模塊、鍋爐熱平衡模塊和各個(gè)相關(guān)的受熱面換熱計(jì)算模塊，程序的技術(shù)路線(xiàn)如圖13所示。對(duì)于給定的機(jī)組發(fā)電功率和煤質(zhì)信息，先假設(shè)排煙溫度再進(jìn)行熱力計(jì)算，當(dāng)假定排煙溫度與計(jì)算排煙溫度誤差<2 ℃時(shí)，認(rèn)為此時(shí)熱力計(jì)算已達(dá)到平衡。

圖13 鍋爐熱力計(jì)算程序技術(shù)路線(xiàn)

在程序中涉及的換熱計(jì)算包括各位置的過(guò)熱器、再熱器以及省煤器和空氣預(yù)熱器。受熱面的計(jì)算流程如圖14所示。每個(gè)換熱面都被設(shè)計(jì)成一個(gè)計(jì)算模塊，按照汽水流程、煙氣流程順序分別迭代計(jì)算，直至每個(gè)換熱面的計(jì)算誤差在允許范圍內(nèi)，最后求得合適的排煙溫度。對(duì)于稀相區(qū)受熱面，考慮爐內(nèi)物料濃度變化對(duì)傳熱系數(shù)的影響，參考顏勇等[24]的研究，采用顆粒團(tuán)更新理論對(duì)稀相區(qū)受熱面的傳熱系數(shù)進(jìn)行計(jì)算。

圖14 受熱面換熱計(jì)算模塊流程

循環(huán)倍率的計(jì)算公式[25]為

(10)

通過(guò)改變115 MWe負(fù)荷下的旋風(fēng)分離器的分離效率，研究分離效率改變后循環(huán)倍率與密相區(qū)床溫變化規(guī)律，如圖15所示。

圖15 床溫與循環(huán)倍率隨分離效率變化

物料的循環(huán)倍率隨分離效率的下降而降低，使單位時(shí)間內(nèi)進(jìn)入密相區(qū)的循環(huán)灰量和由循環(huán)灰?guī)ё叩臒崃侩S之降低，有利于在低負(fù)荷下維持鍋爐的穩(wěn)定運(yùn)行。從圖15可看出，分離效率從95%降至92%時(shí)，密相區(qū)床溫可升高19 ℃左右。結(jié)合文獻(xiàn)[1]，密相區(qū)床溫隨干擾風(fēng)速的變化如圖16所示。

圖16 密相區(qū)床溫隨干擾風(fēng)速變化

由圖16可以看出，0°孔、90°孔密相區(qū)床溫隨干擾風(fēng)速的增加而增加，這與文獻(xiàn)[1]一致，且在90°孔通入干擾風(fēng)對(duì)提高密相區(qū)床溫效果最好。綜合分離效率、壓降以及密相區(qū)的床溫變化，本文認(rèn)為90°孔改造方案為所有改造方案里的最優(yōu)方案。

3 結(jié) 論

1)本文利用雷諾應(yīng)力模型(RSM)對(duì)分離效率可調(diào)的旋風(fēng)分離器進(jìn)行了壓降模擬。未通入干擾風(fēng)時(shí)改變?nèi)肟诹魉?，將壓降模擬結(jié)果與壓降經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀?jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，發(fā)現(xiàn)壓降隨入口速度的增大而增大，且壓降模擬結(jié)果與Chen-Shi模型計(jì)算結(jié)果符合較好。

2)向0°孔、90°孔通入20 m/s干擾風(fēng)后，靠近分離器入口的空間內(nèi)靜壓降低；而向180°孔、270°孔通入20 m/s干擾風(fēng)后，靠近分離器入口的空間內(nèi)靜壓升高，這與此時(shí)旋風(fēng)分離器壓降的變化趨勢(shì)相同。

3)向0°孔、90°孔通入干擾風(fēng)后，壓降隨干擾風(fēng)速的增大而降低；向180°孔、270°孔通入干擾風(fēng)后，壓降隨干擾風(fēng)速的增大先升高后降低。90°孔通入干擾風(fēng)后的壓降降低效果較明顯，且在90°孔通入干擾風(fēng)后密相區(qū)床溫提升較明顯，結(jié)合文獻(xiàn)[1]中對(duì)分離效率的研究，可認(rèn)為在90°孔處進(jìn)行改造對(duì)旋風(fēng)分離器優(yōu)化較好。