薛現(xiàn)恒，于英利，韓 義，高正平，孫世超，段倫博

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基于空氣深度分級(jí)燃燒的循環(huán)流化床旋風(fēng)分離器改造數(shù)值模擬

薛現(xiàn)恒1，于英利2，韓 義2，高正平2，孫世超1，段倫博1

（1.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； 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）

基于空氣深度分級(jí)NOx減排原理，將旋風(fēng)分離器的中心筒改為套筒形式，在套筒內(nèi)通入頂部風(fēng)作為補(bǔ)燃風(fēng)，并模擬研究了頂部風(fēng)通入后對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響。結(jié)果表明：頂部風(fēng)通入之后，進(jìn)出口壓差上升；在最佳頂部風(fēng)速下，對(duì)于粒徑小于1.5 μm的顆粒，旋風(fēng)分離器分離效率最多可上升10%左右；套筒插入深度由10 mm增至45 mm，顆粒分離效率先上升后下降，最佳頂部風(fēng)速由30 m/s降低至10~20 m/s；減小套筒尺寸至1 mm可使進(jìn)出口壓差降低57%左右，且套筒尺寸的變化對(duì)最佳頂部風(fēng)速影響不大，可保持在10~20 m/s。

循環(huán)流化床；分級(jí)燃燒；旋風(fēng)分離器；套筒；分離效率；頂部風(fēng)；數(shù)值模擬

氮氧化物（NO）是燃煤過(guò)程中產(chǎn)生的主要污染物之一[1]。隨著國(guó)家環(huán)保標(biāo)準(zhǔn)的提高，超低排放對(duì)循環(huán)流化床鍋爐NO減排技術(shù)提出了更高的要求。常用的脫硝技術(shù)中，選擇性催化還原（SCR）脫硝技術(shù)具有占地面積小，改造成本低等優(yōu)勢(shì)，但是也有脫硝效率較低，且在實(shí)際運(yùn)行中存在氨逃逸高等問(wèn)題。而選擇性非催化還原（SNCR）脫硝技術(shù)與燃燒側(cè)控制策略配合，以降低NO排放量，可有效提升脫硝效率。燃燒側(cè)控制策略具有降低NO排放量、成本較低等優(yōu)點(diǎn)。

空氣分級(jí)燃燒是通過(guò)將燃燒所需空氣分兩級(jí)或多級(jí)送入爐膛，從而控制燃燒側(cè)NO生成的技術(shù)?？諝夥旨?jí)燃燒技術(shù)首先將理論空氣的70%~80%作為一次風(fēng)送入主燃燒區(qū)域，使燃料在缺氧條件下燃燒，導(dǎo)致燃燒速度和燃燒溫度降低，從而降低NO的生成量[2–3]。同時(shí)，未燃碳和燃料中釋放的含氮中間產(chǎn)物NH3、HCN等可與NO反應(yīng)，極大地促進(jìn)了爐內(nèi)NO的還原。剩余空氣則作為二次風(fēng)由爐膛上部或者其他位置通入，形成富氧區(qū)，使燃料完全燃燒。

深度分級(jí)燃燒方法即在爐膛出口后補(bǔ)入部分二次風(fēng)，促使整個(gè)爐膛上升段都處于貧氧氣氛。深度分級(jí)燃燒示意如圖1所示。旋風(fēng)分離器布置在爐膛后，為補(bǔ)燃區(qū)域，且旋風(fēng)分離器中心筒頂部通入的空氣還可以降低中心筒溫度，形成保護(hù)風(fēng)促進(jìn)旋風(fēng)分離器的安全運(yùn)行。

圖1 深度分級(jí)燃燒示意

通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)旋風(fēng)分離器的性能進(jìn)行研究是一種簡(jiǎn)單有效的方法。上世紀(jì)90年代Boyan等人[4]使用-模型和雷諾應(yīng)力模型（RSM）對(duì)旋風(fēng)分離器進(jìn)行計(jì)算并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果發(fā)現(xiàn)RSM模型計(jì)算結(jié)果更為準(zhǔn)確。1996年林瑋等[5]將RSM模型簡(jiǎn)化為代數(shù)應(yīng)力模型（ASM）對(duì)旋風(fēng)分離器進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，發(fā)現(xiàn)ASM模型在一定程度上可以提升計(jì)算速度，但是精準(zhǔn)度有所降低。2000年Slack等人[6]使用大渦模擬對(duì)旋風(fēng)分離器進(jìn)行計(jì)算，發(fā)現(xiàn)計(jì)算結(jié)果精準(zhǔn)度有所提升。但大渦模擬所需計(jì)算資源過(guò)大，不適用于本次計(jì)算，因而本文選擇了計(jì)算相對(duì)精準(zhǔn)的雷諾應(yīng)力模型。此外，許多學(xué)者也使用RSM模型對(duì)旋風(fēng)分離器進(jìn)行了模擬研究[7–12]。

Raoufi等人[7]以文獻(xiàn)[8]的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑檠芯繉?duì)象進(jìn)行了模擬，發(fā)現(xiàn)減小中心筒低端擴(kuò)散角會(huì)擴(kuò)大旋風(fēng)分離器內(nèi)部低壓區(qū)域，使得分離效率降低。黃中 等[9]的模擬結(jié)果表明，隨著中心筒直徑的減小，旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓差增加，且分離效率有所上升。此外，Pei等人[10]在某臺(tái)旋風(fēng)分離器的中心筒內(nèi)加入薄片，模擬研究發(fā)現(xiàn)薄片加入之后，旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓差降低16%，分離效率上升0.64%。可見(jiàn)，中心筒尺寸和結(jié)構(gòu)的變化均會(huì)對(duì)旋風(fēng)分離器性能產(chǎn)生影響。

此外，近年還有很多學(xué)者對(duì)旋風(fēng)分離器中心筒提出了較多的改造方法。Xu等人[11]在中心筒內(nèi)加入旋流溝槽，發(fā)現(xiàn)粒徑1~5mm顆粒的分離效率有較好提升，尤其對(duì)于粒徑約3mm的顆粒，其分離效率可提升約20%，但在實(shí)際應(yīng)用中這種改進(jìn)實(shí)施起來(lái)較為復(fù)雜困難，且容易發(fā)生堵塞失效。Marek等人[12]在旋風(fēng)分離器集塵口附近添加三角形防混錐，模擬發(fā)現(xiàn)防混錐的存在最高可使分離效率提升9%，但是該方法容易導(dǎo)致集塵口發(fā)生堵塞。以上幾種旋風(fēng)分離器中心筒改進(jìn)方法均有一定的局限性，不適合應(yīng)用于大型鍋爐。

本文基于深度分級(jí)燃燒技術(shù)將旋風(fēng)分離器中心筒改為套筒形式，這種結(jié)構(gòu)改進(jìn)方法主要是利用頂部風(fēng)，來(lái)減少出流煙氣攜帶的顆粒量并削弱短路流對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響。本文主要通過(guò)改變套筒頂部風(fēng)入口速度和套筒尺寸，模擬得到這兩種因素對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率和進(jìn)出口壓差的影響規(guī)律，從而指導(dǎo)優(yōu)化空氣分級(jí) 燃燒技術(shù)。

1 研究方法

本文選取文獻(xiàn)[8]旋風(fēng)分離器為研究對(duì)象。首先利用SOLIDWORKS軟件對(duì)旋風(fēng)分離器進(jìn)行建模，然后使用ICEM軟件對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，總網(wǎng)格數(shù)約24萬(wàn)。圖2和圖3為改進(jìn)前后旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格。改進(jìn)后套筒尺寸見(jiàn)表1，模擬工況見(jiàn)表2。

圖2 改進(jìn)前旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格

圖3 改進(jìn)后旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格

表1 旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)尺寸

Tab.1 The size of the cyclone separator mm

表2 模擬工況

Tab.2 The simulated conditions

旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)選用雷諾應(yīng)力模型進(jìn)行計(jì)算，采用速度入口和完全出流出口，將旋風(fēng)分離器底端也設(shè)置為壁面，所有壁面均設(shè)置為絕熱。對(duì)于顆粒相采用歐拉-拉格朗日方法，并利用離散顆粒模型進(jìn)行計(jì)算，出口設(shè)置為escape，底端壁面設(shè)置為trap，壁面設(shè)置為reflect，彈性系數(shù)為1。模型求解采用二階迎風(fēng)方程計(jì)算。

2 模擬結(jié)果與分析

本文基于Lim等人[8]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和Raoufi等人[7]對(duì)此旋風(fēng)分離器的部分模擬結(jié)果，對(duì)旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化及模擬分析。

2.1 模型驗(yàn)證

圖4為旋風(fēng)分離器套筒插入深度為45 mm時(shí)的進(jìn)出口壓差模擬結(jié)果與Raoufi[7]的模擬結(jié)果、Lim[8]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。由圖4可見(jiàn)，本文模擬所得旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓差相對(duì)于實(shí)驗(yàn)結(jié)果誤差均小于10%，尤其當(dāng)旋風(fēng)分離器入口流量為30 L/min時(shí)，進(jìn)出口壓差誤差僅為2%，認(rèn)為本文模擬工況設(shè)置較為合理。

圖4 旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓差模擬結(jié)果與Raoufi模擬結(jié)果、Lim實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖5為旋風(fēng)分離器分離效率模擬結(jié)果與Raoufi[7]模擬結(jié)果、Lim[8]實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。由圖5可以看出：本文模擬結(jié)果能較好地反映分離效率的變化趨勢(shì)；同時(shí)對(duì)于粒徑小于1.5mm的微小顆粒模擬精度較高，適合研究改進(jìn)后的旋風(fēng)分離器能否提高對(duì)微小顆粒的分離效率，因而認(rèn)為本文模型及網(wǎng)格劃分可滿(mǎn)足模擬要求。

圖5 旋風(fēng)分離器分離效率模擬結(jié)果與Raoufi模擬結(jié)果、Lim實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

2.2 進(jìn)出口壓差

圖6為模擬得到的不同套筒插入深度下旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓差與入口流速關(guān)系。由圖6可以發(fā)現(xiàn)，隨著入口流速的增大，壓差上升，這與Ficici[13]的研究結(jié)果一致。這是由于隨著套筒插入深度的增加，入口段的環(huán)形流動(dòng)區(qū)域增大，導(dǎo)致煙氣由套筒排出的進(jìn)出口總壓差上升。

圖6 不同內(nèi)筒插入深度下壓差與入口流速關(guān)系

圖7為入口流量為30 L/min時(shí)，3種套筒插入深度下頂部風(fēng)風(fēng)速對(duì)進(jìn)出口壓差的影響。由圖7可見(jiàn)，隨著頂部風(fēng)風(fēng)速的增加，壓差大幅度上升，尤其在頂部風(fēng)風(fēng)速為30 m/s時(shí)，3種套筒插入深度的進(jìn)出口壓差均達(dá)到2 000 Pa以上。這可能是由于套筒尺寸過(guò)大所致，故優(yōu)化了套筒尺寸。

圖7 3種套筒插入深度下頂部風(fēng)風(fēng)速對(duì)進(jìn)出口壓差的影響

套筒尺寸優(yōu)化后，在入口流量30 L/min下模擬進(jìn)出口壓差，結(jié)果如圖8所示。由圖8可見(jiàn)，減小套筒尺寸可有效降低旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓差。這可能是由于套筒尺寸減小后，在相同頂部風(fēng)速下，通入的風(fēng)量降低，從而由套筒流出的煙氣量減小，降低了進(jìn)出口壓差。因此，選取合適的套筒尺寸有助于降低旋風(fēng)分離器進(jìn)出口壓差，減少能耗。

圖8 套筒尺寸對(duì)進(jìn)出口壓差的影響

2.3 分離效率

旋風(fēng)分離器入口流量均為30 L/min，套筒插入深度分別為10、25、45 mm時(shí)分離效率模擬結(jié)果如圖9所示。

圖9 套筒尺寸減小后套筒插入深度分別為10、25、45 mm時(shí)分離效率模擬結(jié)果

由圖9a)可見(jiàn)，套筒插入深度為10 mm時(shí)，隨著頂部風(fēng)風(fēng)速的增加分離效率上升，尤其對(duì)于粒徑小于1.5 μm的微小顆粒分離效率上升幅度較大，最佳頂部風(fēng)風(fēng)速為30 m/s。這是由于通入頂部風(fēng)可以較好地形成一層向下的風(fēng)幕，會(huì)在一定程度上阻斷短路流的發(fā)生，且頂部風(fēng)會(huì)對(duì)煙氣出流方向產(chǎn)生影響，使得其方向發(fā)生一定的改變，而向上運(yùn)動(dòng)的煙氣所攜帶的顆粒中微小顆粒占比很大，所以通入頂部風(fēng)對(duì)微小顆粒的分離效率影響較大。

由圖9b)、圖9c)可見(jiàn)：套筒插入深度分別為25、45 mm時(shí)，通入頂部風(fēng)后，分離效率上升明顯，尤其是微小顆粒分離效率均上升10%以上；套筒插入深度為25 mm時(shí)最佳頂部風(fēng)風(fēng)速約25 m/s，套筒插入深度為45 mm時(shí)最佳頂部風(fēng)風(fēng)速為10~20 m/s。進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，隨著套筒插入深度的增加，最佳頂部風(fēng)風(fēng)速降低。這是由于若頂部風(fēng)風(fēng)速過(guò)大，會(huì)使得風(fēng)幕過(guò)高，相當(dāng)于增加了套筒的插入深度，這一方面會(huì)增強(qiáng)旋風(fēng)分離器底部的擾流作用，不利于底部集塵口對(duì)顆粒的捕集；另一方面會(huì)使套筒靠近旋風(fēng)分離器，錐體部分顆粒質(zhì)量濃度高，容易導(dǎo)致顆粒直接進(jìn)入套筒逃逸，降低分離效率。

圖10為不同套筒尺寸下分離效率模擬結(jié)果。

由圖10可知：2－1=1.0 mm即套筒間距為0.50 mm時(shí)，通入頂部風(fēng)依然能有效提升旋風(fēng)分離器的分離效率，相比2–1=2 mm時(shí)的模擬結(jié)果，最佳頂部風(fēng)風(fēng)速相近，均在10~20 m/s間，但分離效率有所降低，2–1=0.5 mm即套筒間距為0.25 mm時(shí)，頂部風(fēng)通入之后，分離效率上升較為明顯，其最佳頂部風(fēng)風(fēng)速也在10~20 m/s之間?？梢?jiàn)，在套筒中通入頂部風(fēng)可有效提升顆粒尤其是粒徑<1.5mm顆粒的分離效率，且改變套筒尺寸并不會(huì)對(duì)最佳頂部風(fēng)風(fēng)速有較大影響。

圖11為3種套筒插入深度旋風(fēng)分離器在3種入口流量下的分離效率模擬結(jié)果。由圖11可見(jiàn)：分離效率隨入口流量的增加而上升，這與Ghadirian 等人[14–15]的研究結(jié)論一致；當(dāng)入口流量大于30 L/min時(shí)，隨著套筒插入深度的增加，分離效率先上升后下降，這與陳俊冬等[16]的研究結(jié)果一致。

圖11 不同套筒深度及入口流速下分離效率模擬結(jié)果

2.4 切向速度分布

旋風(fēng)分離器分離顆粒主要是依靠氣體將顆粒甩向壁面，從而達(dá)到顆粒分離的目的，因而顆粒切向速度是其重要因素。本文對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)部顆粒切向速度分布進(jìn)行了模擬。圖12為套筒插入深度分別為10、25、45 mm，在不同頂部風(fēng)風(fēng)速下沿軸正方向截面的切向速度分布模擬結(jié)果。

圖12 沿Z軸正方向截面切向速度分布模擬結(jié)果

由圖12可見(jiàn)：旋風(fēng)分離器內(nèi)部切向速度分布整體呈“S”形，沿軸對(duì)稱(chēng)性較好，這與Huang等人[17]、Kashani等人[18]的研究結(jié)論一致；且靠近壁面處切向速度較大，這樣有利于顆粒被加速甩向壁面，促進(jìn)顆粒分離，提高分離效率[19]；隨著頂部風(fēng)的通入，切向速度分布變化不大，但當(dāng)頂部風(fēng)風(fēng)速大于20 m/s時(shí)，貼近壁面處切向速度大于未通入頂部風(fēng)時(shí)的情況；不同套筒插入深度下均存在最佳頂部風(fēng)風(fēng)速，使得切向速度達(dá)到最大，分離效率最高。

圖13為旋風(fēng)分離器改造前在3種套筒插入深度、2種入口流量下內(nèi)部切向速度分布模擬結(jié)果。

圖13 旋分器原型內(nèi)部切向速度分布模擬結(jié)果

由圖13可見(jiàn)：旋風(fēng)分離器內(nèi)部切向速度隨入口流量的增加而增大，與分離效率隨入口流量的增加而上升趨勢(shì)一致；隨套筒插入深度增加，切向速度先增大后減小，這亦與分離效率隨套筒插入深度的變化趨勢(shì)一致。

2.5 速度矢量分布

為45 mm時(shí)，2－1=0、2 mm 2種套筒尺寸下旋風(fēng)分離器套筒底部附近局部速度矢量分布模擬結(jié)果如圖14所示。由圖14可見(jiàn)：無(wú)套筒時(shí)除中心處流出煙氣之外，亦存在部分短路流直接流出，導(dǎo)致顆粒逃逸量增多；2－1=2 mm套筒尺寸下，頂部風(fēng)風(fēng)速為15 m/s和30 m/s時(shí)，在套筒下端形成一段“風(fēng)幕”，可有效減少短路流的發(fā)生。此外，頂部風(fēng)的通入也會(huì)影響套筒下端附近流出煙氣的運(yùn)動(dòng)，改變部分煙氣運(yùn)動(dòng)方向，產(chǎn)生向下的循環(huán)煙氣，從而有利于減少流出煙氣所攜帶的顆粒量，在一定程度上提升分離效率。

圖14 2種套筒尺寸下旋風(fēng)分離器套筒底部附近局部速度矢量分布

3 結(jié) 論

1）中心筒增加套筒結(jié)構(gòu)后的旋風(fēng)分離器分離效率升高，尤其對(duì)粒徑小于1.5mm的微小顆粒分離效率最多可上升10%左右。套筒插入深度由10 mm增至45 mm之后，最佳頂部風(fēng)速由30 m/s降低至10~20 m/s，分離效率呈先增大再減小的趨勢(shì)。

2）旋風(fēng)分離器分離效率隨著入口流量的增加而上升，切向速度是其重要的影響因素，壁面處切向速度越大，越有利于顆粒甩向壁面從而實(shí)現(xiàn)顆粒的分離，提高分離效率。套筒內(nèi)通入頂部風(fēng)，可有效減少流出煙氣攜帶的顆粒量并削弱短路流對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響。

3）套筒插入深度為45 mm時(shí)，套筒2－1尺寸減小至1.0 mm可使進(jìn)出口壓差降至57%左右。套筒尺寸的變化對(duì)最佳頂部風(fēng)速的影響不大。旋風(fēng)分離器中心筒增加套筒結(jié)構(gòu)的改造施工簡(jiǎn)單、運(yùn)行安全，且對(duì)旋風(fēng)分離器性能具有一定的優(yōu)化作用，能為工業(yè)應(yīng)用提供一定的指導(dǎo)作用。

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Numerical simulation on retrofitting of cyclone separator of a circulating fluidized bed applying deep air-staging combustion

XUE Xianheng1, YU Yingli2, HAN Yi2, GAO Zhengping2, SUN Shichao1, DUAN Lunbo1

(1. Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control, Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China; 2. Inner Mongolia Electric Power Research Institute Branch, Inner Monglia Elrctric Power (Group) Co., Ltd., Huhhot 010020, China)

Based on NOxemission reduction principle using deep air staging combustion technology, the center cylinder of a cyclone separator is changed into sleeve form, and the ‘top wind’ is introduced into the top of the sleeve as supplemental air, which is to reduce the NOx emission. The effect of the ‘top wind’ on separation efficiency of the cyclone separator is investigated. The results show that, by introducing the ‘top wind’, the pressure drop of the cyclone increases. At the optimum speed of the ‘top wind’, the separation efficiency of the particles with size smaller than 1.5 μm can be increased by about 10%. When the insertion depth of the sleeve (vortex finder) is increased from 10 mm to 45 mm, the particle separation efficiency increases at first and then decreases, and the optimum top wind speed decreases from 30 m/s to 10/20 m/s. When the size of the sleeve (vortex finder) is reduced to 1 mm, the pressure drop between the inlet and the outlet decreases by about 57%, and the optimum speed of the top wind is still kept at 10~20 m/s.

circulating fluidized bed, staged combustion, cyclone separator, vortex finder, separation efficiency, top wind, numerical simulation

National Key Research and Development Program (2018YFB0605301)

薛現(xiàn)恒(1994—)，男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)檫x擇性非催化還原脫硝技術(shù)，635839291@qq.com。

TK229

A

10.19666/j.rlfd.201901009

薛現(xiàn)恒, 于英利, 韓義, 等. 基于空氣深度分級(jí)燃燒的循環(huán)流化床旋風(fēng)分離器改造數(shù)值模擬[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(6): 58-64. XUE Xianheng, YU Yingli, HAN Yi, et al. Numerical simulation on retrofitting of cyclone separator of a circulating fluidized bed applying deep air-staging combustion[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(6): 58-64.

2019-01-26

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2018YFB0605301)

段倫博(1982—)，男，博士，教授，duanlunbo@seu.edu.cn。

（責(zé)任編輯 楊嘉蕾）