孫世超，周鎮(zhèn)港，袁東輝，鄭秀平，段倫博

(1.東南大學(xué) 能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210096；2.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；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

旋風(fēng)分離器能夠依靠顆粒繞筒內(nèi)壁旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生的離心力將固體顆粒從氣固兩相流中分離出來，結(jié)構(gòu)簡單、造價(jià)便宜，能在較高運(yùn)行溫度下保持較低阻力和較高分離效率，在循環(huán)流化床鍋爐中應(yīng)用較多。循環(huán)流化床鍋爐運(yùn)行過程中發(fā)生多起旋風(fēng)分離器中心筒失效事故，包括旋風(fēng)分離器中心筒形變、裂隙，甚至下移、脫落等，嚴(yán)重時(shí)會造成機(jī)組停運(yùn)，經(jīng)濟(jì)損失較大。秦鵬偉[1]發(fā)現(xiàn)某廠300 MWe機(jī)組鍋爐運(yùn)行過程中出現(xiàn)上部壓差偏低、旋風(fēng)分離器出口溫度偏高、床溫偏高且均勻性較差等問題，研究發(fā)現(xiàn)中心筒向下移動(dòng)并脫落導(dǎo)致上述問題。黃中等[2]發(fā)現(xiàn)某臺50 MWe循環(huán)流化床鍋爐存在飛灰含碳量高、運(yùn)行床溫高、煙氣SO2濃度高、爐內(nèi)物料濃度低等問題，原因在于中心筒出現(xiàn)多處裂隙。練純青等[3]發(fā)現(xiàn)某臺300 MWe循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器中心筒掉落及形變造成鍋爐分離效率和爐膛上部壓差降低，最終導(dǎo)致床溫和分離器入口煙溫升高。廖鵬等[4]研究了某循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器中心筒形變甚至掉落對運(yùn)行的影響，認(rèn)為中心筒運(yùn)行溫度過高且溫度變化較大是中心筒事故的主要原因；可通過調(diào)整一、二次風(fēng)量配比等措施防止旋風(fēng)分離器中心筒發(fā)生變形、脫落。唐俊等[5]在燃料粒徑分布及風(fēng)量不變的條件下研究了某臺非正常運(yùn)行的300 MWe循環(huán)流化床鍋爐的性能變化，發(fā)現(xiàn)旋風(fēng)分離器中心筒下移是主要誘因。姚世偉等[6]報(bào)道了某臺480 t/h循環(huán)流化床機(jī)組旋風(fēng)分離器中心筒發(fā)生變形導(dǎo)致分離器出口飛灰含碳量升高，旋風(fēng)分離器中心筒脫落，最終導(dǎo)致機(jī)組停運(yùn)事故。

循環(huán)流化床鍋爐旋風(fēng)分離器中心筒失效事故會影響循環(huán)流化床鍋爐正常運(yùn)行，甚至導(dǎo)致機(jī)組停運(yùn)等。為解決中心筒事故，秦鵬偉[1]針對分離器和中心筒在鍋爐啟停過程中收縮或膨脹速度不同產(chǎn)生應(yīng)力的問題，提出了在機(jī)組啟停過程中嚴(yán)格控制床溫溫升或溫降速率來保護(hù)旋風(fēng)分離器中心筒。黃中等[2]利用1Cr25Ni20材質(zhì)的角鋼對中心筒裂隙進(jìn)行修補(bǔ)或整體更換中心筒以避免過長的拼接縫等。練純青等[3]提出在中心筒與煙道接口位置采用雙密封、支撐架加工成雙面焊接結(jié)構(gòu)等。以上措施雖能在一定程度上防止中心筒失效事故，但較復(fù)雜且無法從根本上解決問題。

鑒于此，提出了一種無中心筒旋風(fēng)分離器，在原有中心筒位置處引入無塵新風(fēng)形成風(fēng)幕。將旋風(fēng)分離器的中心筒用風(fēng)幕代替，維持原有分離效率的同時(shí)，避免中心筒失效事故的發(fā)生，還可以通過改變風(fēng)幕速度提高旋風(fēng)分離器的分離效率和壓降。通過冷態(tài)試驗(yàn)和CFD模擬研究無中心筒旋風(fēng)分離器的分離性能，驗(yàn)證其可行性以及風(fēng)幕對旋風(fēng)分離器性能的影響規(guī)律。

1 試 驗(yàn)

1.1 研究對象

本文提出的無中心筒旋風(fēng)分離器如圖1所示。

使用三維建模軟件對改造的無中心筒旋風(fēng)分離器按照實(shí)際尺寸建立三維模型，使用網(wǎng)格劃分軟件對無中心筒旋風(fēng)分離器的三維模型輸出網(wǎng)格文件，進(jìn)行數(shù)值模擬。

選取距離旋風(fēng)分離器底部0.34 m位置處平面的切向速度作為網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)的依據(jù)，確定合理的網(wǎng)格數(shù)，結(jié)果如圖2所示，其中r為所取平面中一點(diǎn)到中心的距離，R為所取平面的半徑。綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)算速度，最終確定冷態(tài)試驗(yàn)臺旋風(fēng)分離器在數(shù)值模擬中網(wǎng)格數(shù)為13.23萬個(gè)。旋風(fēng)分離器網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖2 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)Fig.2 Grid independence test

圖3 三維模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh generation of 3D model

冷態(tài)試驗(yàn)臺中旋風(fēng)分離器的尺寸與模擬的旋風(fēng)分離器尺寸相同，具體尺寸如圖4所示。為了產(chǎn)生風(fēng)幕，在無中心筒旋風(fēng)分離器氣體出口處使用了套筒結(jié)構(gòu)。在最外層套筒開3個(gè)間隔120°的孔，用于通入無塵新風(fēng)，詳細(xì)構(gòu)造如圖5所示。

圖4 無中心筒分離器尺寸Fig.4 Dimensions of cyclone separator without vortex finder

圖5 無中心筒旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)Fig.5 Structure of cyclone separator without vortex finder

1.2 研究方法

1.2.1分離器冷態(tài)試驗(yàn)

對改造后的無中心筒旋風(fēng)分離器進(jìn)行冷態(tài)試驗(yàn)。試驗(yàn)系統(tǒng)主要由壓縮空氣供應(yīng)系統(tǒng)、顆粒濃度測量系統(tǒng)、試驗(yàn)臺本體組成[7](圖6)。改造后的無中心筒旋風(fēng)分離器安裝在試驗(yàn)臺本體上端。試驗(yàn)臺本體提升管高度3.3 m、直徑0.05 m，下降管高度2.1 m、直徑0.02 m。

圖6 試驗(yàn)裝置Fig.6 Experimental device

壓縮空氣供應(yīng)系統(tǒng)依靠空氣壓縮機(jī)壓縮空氣，經(jīng)過濾器與干燥器后將干燥、清潔的壓縮空氣儲存至氣體儲罐中，用于試驗(yàn)臺本體供氣。供氣時(shí)氣量通過調(diào)節(jié)浮子流量計(jì)以及進(jìn)氣處空氣壓力進(jìn)行控制。使用PC6M顆粒濃度測量儀[7]測量旋風(fēng)分離器入口的顆粒濃度。測量儀主要構(gòu)成如圖7所示。其中光纖探針外徑為4 mm，尺寸小，對流場的影響較小。

圖7 顆粒濃度測量Fig.7 Particle concentration measurement

冷態(tài)試驗(yàn)物料為石英砂顆粒，密度為2 650 kg/m3。石英砂粒徑分布如圖8所示。

圖8 石英砂粒徑分布Fig.8 Particle size distribution of quartz sand

冷態(tài)試驗(yàn)工況主要為旋風(fēng)分離器入口流量8 m3/h時(shí)改變風(fēng)幕流速以及無風(fēng)幕時(shí)改變旋風(fēng)分離器入口流量，具體見表1。冷態(tài)模擬工況與冷態(tài)試驗(yàn)工況相同。

表1 冷態(tài)試驗(yàn)工況Table 1 Experimental condition of cold state experiment

冷態(tài)試驗(yàn)過程中需稱量圖6中氣體出口處布袋內(nèi)的顆粒質(zhì)量Δm，分析布袋內(nèi)捕集的石英砂的粒徑分布。利用旋風(fēng)分離器入口石英砂顆粒濃度計(jì)算一段時(shí)間(以10 min計(jì))內(nèi)進(jìn)入旋風(fēng)分離器的石英砂顆粒質(zhì)量m，分離器入口石英砂顆粒濃度由顆粒濃度測量系統(tǒng)測量，具體計(jì)算公式為

(1)

式中，ε為入口處石英砂體積分?jǐn)?shù)，%；qv為入口氣體流量，m3/h；ρ為石英砂密度，kg/m3。

冷態(tài)試驗(yàn)分離效率ηe為

(2)

1.2.2CFD模擬

氣固兩相流經(jīng)過入口進(jìn)入筒體，直線運(yùn)動(dòng)的兩相流在曲面筒體的作用下做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。通常將旋風(fēng)分離器內(nèi)部旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)分為向下運(yùn)動(dòng)的外旋渦和向上的內(nèi)旋渦，旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流動(dòng)是非常復(fù)雜的湍流，前人模擬研究發(fā)現(xiàn)雷諾應(yīng)力模型(RSM)能更好地描述旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流動(dòng)，模擬結(jié)果與實(shí)際契合較好[8-17]。因此本文模擬的氣相湍流模型采用雷諾應(yīng)力模型。

模擬時(shí)在顆粒相設(shè)置中假設(shè)顆粒為規(guī)則球體，且運(yùn)動(dòng)軌跡受瞬時(shí)湍流速度的影響。顆粒在旋風(fēng)分離器中的運(yùn)動(dòng)采用離散相模型(DPM)。

模型求解采用二階迎風(fēng)方程計(jì)算。主要邊界條件設(shè)置為旋風(fēng)分離器的入口、中心筒出口、排塵口。入口設(shè)置為速度入口，中心筒出口設(shè)置為完全流出口(outflow)。顆粒相邊界設(shè)置如下：排塵口設(shè)置為捕捉(trap)，中心筒出口設(shè)置為逃逸(escape)，分離器內(nèi)壁置為反彈(reflect)，且取彈性系數(shù)為1。

模擬工況見表1，入口速度由入口流量計(jì)算得到。風(fēng)幕速度分別為3、6、9、12 m/s，旋風(fēng)分離器入口和風(fēng)幕入口的通風(fēng)溫度均為27 ℃。

模擬發(fā)現(xiàn)粒徑18 μm以上時(shí)，該旋風(fēng)分離器的分離效率能達(dá)到100%。本次模擬中計(jì)算了粒徑2、4、6、8、10、12、14、16、18 μm顆粒的分級分離效率。模擬中分級分離效率為ηx=t/n，其中ηx為不同粒徑的分級分離效率；t為旋風(fēng)分離器排塵口捕捉的顆粒數(shù)；n為模擬中追蹤的總顆粒數(shù)。

本文計(jì)算模擬分離效率采用以下方法：將顆粒粒徑分布劃分為若干組，分別求出每組平均粒徑的分級分離效率。每組的分級分離效率與該組的質(zhì)量分?jǐn)?shù)相乘再累加，得到模擬的總分離效率[15]?？偡蛛x效率計(jì)算公式為

ηs=∑ηxMx，

(3)

式中，ηs為模擬總分離效率，%；Mx為x組顆粒的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%。

2 結(jié)果與分析

2.1 模型驗(yàn)證

前人研究發(fā)現(xiàn)在其他條件不變的情況下，提高有中心筒的旋風(fēng)分離器的入口速度，旋風(fēng)分離器分離效率也會提高。黃興華等[15]用Fluent計(jì)算了某個(gè)常規(guī)切向入口旋風(fēng)分離器的分離性能，研究了入口速度變化對旋風(fēng)分離器分離性能的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)入口速度增大后其分離效率也增大，且增大到一定程度后對分離效率的影響效果變?nèi)酢?/p>

入口流量改變后，無中心筒的旋風(fēng)分離器總分離效率的變化如圖9所示?？芍肟诹髁吭黾?，入口速度增加，分離效率隨之升高，這與常規(guī)旋風(fēng)分離器的變化趨勢相似。

圖9 入口流量對無中心筒旋風(fēng)分離器分離效率影響Fig.9 Effect of inlet flow rate on separation efficiency of cyclone without vortex finder

將旋風(fēng)分離器分離效率的冷態(tài)試驗(yàn)結(jié)果與CFD模擬結(jié)果進(jìn)行對比，可以認(rèn)為本文采用的CFD模擬較準(zhǔn)確。

2.2 風(fēng)幕對旋風(fēng)分離器的影響

旋風(fēng)分離器入口流量為8 m3/h時(shí)，研究了中心筒存在與脫落以及引入不同速度的風(fēng)幕對于旋風(fēng)分離器運(yùn)行的影響。

2.2.1分級分離效率

中心筒脫落以及通入不同速度的風(fēng)幕工況下，不同粒徑的分級分離效率如圖10所示。

圖10 中心筒脫落以及風(fēng)幕速度對分級分離效率影響Fig.10 Effect of vortex finder falling off and air curtain velocity on separation efficiency

由圖10可知，中心筒脫落后對6 μm以下的顆粒影響較??；對6～12 μm顆粒影響較大，分級分離效率明顯降低。中心筒脫落后，在原有中心筒位置處通入不同速度風(fēng)幕可以提高分級分離效率，且對6 μm以下顆粒尤為明顯，說明形成風(fēng)幕能提高微小顆粒的分離能力，9 m/s風(fēng)幕速度效果最好。

旋風(fēng)分離器實(shí)際運(yùn)行過程中存在頂灰環(huán)和短路流現(xiàn)象，會對旋風(fēng)分離器的分離性能產(chǎn)生不良影響，而在原有中心筒位置形成的風(fēng)幕能在一定程度上干擾頂灰環(huán)和短路流的形成，提高顆粒的分離效率。這與封躍鵬等[18]、薛現(xiàn)恒等[19]研究成果類似。封躍鵬等[18]利用Fluent研究在中心筒處引入二次氣流對旋風(fēng)分離器的影響，發(fā)現(xiàn)這股氣流能抑制頂灰環(huán)和短路流的產(chǎn)生，提高分離效率。薛現(xiàn)恒等[19]模擬發(fā)現(xiàn)將旋風(fēng)分離器中心筒改為套筒，且通入頂部風(fēng)形成風(fēng)幕可以阻斷短路流的發(fā)生，提高旋風(fēng)分離器的分離效率。

2.2.2顆粒逃逸粒徑分析

通過氣體出口位置的布袋捕集從旋風(fēng)分離器逃逸的顆粒，并對捕集的石英砂顆粒進(jìn)行粒徑分析，如圖11所示。

圖11 逃逸顆粒粒徑分布Fig.11 Particle size distribution of runaway particles

由圖11可知，無中心筒時(shí)微小顆粒逃逸現(xiàn)象較嚴(yán)重，這是由于缺少中心筒束縛后，部分微小顆粒更易直接通過上升流進(jìn)入旋風(fēng)分離器氣體出口。因此中心筒脫落后微小顆粒逃逸現(xiàn)象較嚴(yán)重。通入無塵新風(fēng)形成風(fēng)幕后能減少微小顆粒的逃逸。風(fēng)幕速度為3 m/s時(shí)，較無中心筒時(shí)微小顆粒逃逸現(xiàn)象有所緩解，且風(fēng)幕速度提高后對微小顆粒的捕集能力也相應(yīng)提高。

2.2.3總分離效率

中心筒存在、脫落以及中心筒脫落后通入不同速度風(fēng)幕時(shí)對無中心筒旋流器分離效率的影響如圖12所示。

由圖12可知，中心筒脫落后，旋風(fēng)分離器總分離效率降低，影響旋風(fēng)分離器運(yùn)行。向無中心筒的旋風(fēng)分離器通風(fēng)形成風(fēng)幕后發(fā)現(xiàn)，無中心筒旋風(fēng)分離器的總分離效率隨著風(fēng)幕速度的增加呈先升高后降低的趨勢，存在一個(gè)最佳風(fēng)幕速度，9 m/s時(shí)效果最好。

圖12 風(fēng)幕對無中心筒旋風(fēng)分離器分離效率影響Fig.12 Effect of air curtain on separation efficiency of cyclone without vortex finder

在原有中心筒位置通入無塵新風(fēng)形成一層向下的風(fēng)幕，能有效抑制短路流和制頂灰環(huán)的形成，因此適當(dāng)增加風(fēng)幕速度能提高分離效率。然而風(fēng)幕速度增加到一定程度后，風(fēng)幕影響范圍變大，相當(dāng)于增加了旋風(fēng)分離器中心筒在旋風(fēng)分離器筒體的插入深度[19]，影響旋風(fēng)分離器底部的流動(dòng)，對顆粒產(chǎn)生強(qiáng)烈擾動(dòng)，加劇旋風(fēng)分離器底部顆粒的返混現(xiàn)象，對旋風(fēng)分離器的分離效率產(chǎn)生負(fù)面影響。因此旋風(fēng)分離器的分離效率會隨著風(fēng)幕速度的增加呈先升高后降低的變化趨勢。

2.2.4速度矢量分布

不同工況下產(chǎn)生風(fēng)幕附近局部速度矢量分布模擬結(jié)果如圖13所示。

圖13 不同工況風(fēng)幕附近局部速度矢量分布Fig.13 Local velocity vector distribution near wind curtain under different conditions

由圖13(a)可知，在旋風(fēng)分離器中心筒脫落且無干擾風(fēng)時(shí)，在靠近旋風(fēng)分離器頂蓋處有明顯的短路流，使部分顆粒通過短路流直接逃逸，因此中心筒脫落后分離效率下降。在原有中心筒附近通入無塵新風(fēng)后能夠形成風(fēng)幕(圖13(b)～13(e))，在旋風(fēng)分離器頂板下端形成一段風(fēng)幕能有效減少短路流的發(fā)生，減少該位置附近顆粒的逃逸。此外，在原有中心筒位置處向下通入無塵新風(fēng)能削弱部分?jǐn)y帶顆粒的上升流，抑制上升流流出時(shí)攜帶顆粒，增強(qiáng)顆粒的分離作用，提高旋風(fēng)分離器分離效率。

2.2.5壓降

旋風(fēng)分離器的壓降ΔP計(jì)算公式為

ΔP=Pin-Pout，

(4)

式中，Pin為分離器入口靜壓，Pa；Pout為分離器出口靜壓，Pa。

旋風(fēng)分離器改造的壓降變化如圖14所示，可知中心筒脫落后旋風(fēng)分離器的壓降略降低，這是由于中心筒的存在會產(chǎn)生一定流通阻力，中心筒脫落后這部分阻力降低，這與洪喜生等[20]在1 089 t/h鍋爐旋風(fēng)分離器中心筒脫落前后得到的運(yùn)行參數(shù)變化規(guī)律一致。在原有中心筒位置處通入無塵新風(fēng)形成風(fēng)幕后，旋風(fēng)分離器壓降升高，且壓降隨著風(fēng)幕速度的增加而升高。通入無塵新風(fēng)形成風(fēng)幕后，旋風(fēng)分離器內(nèi)部平均速度隨風(fēng)幕速度的增加而增加，氣流與旋風(fēng)分離器內(nèi)部壁面的摩擦加劇，導(dǎo)致旋風(fēng)分離器壓降升高；此外，通入無塵新風(fēng)后會對原有流場產(chǎn)生擾動(dòng)，因此旋風(fēng)分離器的壓降隨風(fēng)幕速度的增加而提高。帶風(fēng)幕的無中心筒旋風(fēng)分離器的壓降會隨著風(fēng)幕速度的增加而提高，因此進(jìn)行相關(guān)改造時(shí)風(fēng)幕速度并不是越高越好，需合理選擇。

圖14 旋風(fēng)分離器改造壓降變化Fig.14 Pressure drop change of cyclone separator

3 結(jié) 論

1)旋風(fēng)分離器中心筒脫落后，分離效率降低。對粒徑小于6 μm的顆粒影響較小，而6～12 μm顆粒的分級分離效率明顯降低。

2)中心筒脫落后，在原有中心筒位置處通入無塵新風(fēng)形成風(fēng)幕提高了旋風(fēng)分離器的分離效率。分別通入3、6、9、12 m/s干擾風(fēng)后分離效率先增加后減小，存在一個(gè)最佳風(fēng)速9 m/s，此時(shí)與中心筒缺失的旋風(fēng)分離器相比，分離效率提高了3.17%。

3)旋風(fēng)分離器中心筒缺失后壓降略降低，在中心筒原有位置處通入無塵新風(fēng)形成風(fēng)幕后能提高旋風(fēng)分離器的壓降，且壓降隨風(fēng)幕速度的增加而提高。

4)帶風(fēng)幕的無中心筒旋風(fēng)分離器改造相對簡單、運(yùn)行安全性較高，能從根本上避免旋風(fēng)分離器中心筒下移、脫落以及變形等事故，提高旋風(fēng)分離器的分離性能，為工業(yè)應(yīng)用提供指導(dǎo)。