杜慧娟，王川保，馬紅和，崔志剛，王曉煒，馬素霞

（1.太原理工大學(xué)電氣與動力工程學(xué)院，山西 太原 030024；2.晉能電力集團有限公司嘉節(jié)燃氣熱電分公司，山西 太原 030032；3.太原鍋爐集團有限公司，山西 太原 030008）

在循環(huán)流化床（CFB）鍋爐中，旋風(fēng)分離器的分離性能對整個CFB 機組的運行影響較大。旋風(fēng)分離器分離性能的影響因素有很多，入口結(jié)構(gòu)形狀是重要影響因素之一。蒲舸等[1]和李強等[2]對采用漸縮型入口的旋風(fēng)分離器與常規(guī)型入口的旋風(fēng)分離器的分離性能進行了數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明，漸縮型入口對氣固兩相流有明顯的加速作用，這對于提高旋風(fēng)分離器的分離性能有著重要意義。但是對于入口收縮角度對旋風(fēng)分離器的內(nèi)流場和分離性能的影響規(guī)律尚缺乏定量化研究。

目前，對于旋風(fēng)分離器分離性能的研究方法主要有實驗法和數(shù)值模擬法2 種。其中，由于數(shù)值模擬法能在較短的時間內(nèi)預(yù)測流場[3]，這彌補了實驗法存在的試驗周期長和工作量大等不足之處，因此應(yīng)用較為廣泛。本文對5 種不同入口收縮角度的旋風(fēng)分離器的氣相流場及分離性能進行數(shù)值模擬研究，分析不同入口收縮角度對旋風(fēng)分離器的切向速度、軸向速度、壓力場、壓降及分離效率的影響規(guī)律，得到優(yōu)化值，為旋風(fēng)分離器的優(yōu)化設(shè)計提供理論依據(jù)。

1 旋風(fēng)分離器數(shù)值模擬

1.1 幾何模型和網(wǎng)格劃分

本文以臨清三和280 t/h 全尺寸CFB 鍋爐的旋風(fēng)分離器為研究對象，利用Gambit 軟件1:1 建模并劃分網(wǎng)格，具體結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格劃分如圖1所示。旋風(fēng)分離器進口高度a為4 970 mm，進口寬度b為 2 080 mm，排氣管直徑De為2 310 mm，排氣管插入深度S為1 735 mm，筒體直徑D為6 000 mm，筒體高度Ht為7 500 mm，錐體高度He為8 063.5 mm，排塵口直徑B為760 mm，收縮角度α為進口內(nèi) 側(cè)邊與水平方向的夾角。本文對α分別為14°、20°、25°、30°、34°的5 種旋風(fēng)分離器的流場及分離性能進行研究。坐標(biāo)原點的位置為排塵口的中心，分離器中心線向上的方向為Z軸正方向?；谛L(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)特點，先分塊，再劃分網(wǎng)格?？紤]到近壁面處的流體流動具有復(fù)雜性[4]，對網(wǎng)格進行加密處理。

圖1 旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)和網(wǎng)格劃分Fig.1 The structure and mesh generation of the cyclone separator

本文通過計算3種不同網(wǎng)格數(shù)目的旋風(fēng)分離器的壓降值來進行網(wǎng)格無關(guān)化驗證，結(jié)果見表1。由表1可見，隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，旋風(fēng)分離器壓降的模擬值與實際測試值（1 500 Pa，由太原鍋爐集團有限公司提供）的誤差分別是2.10%、1.80%和1.86%。

表1 網(wǎng)格數(shù)目不同時壓降模擬值與實際測試值對比Tab.1 The simulated and actually measured pressure drop at different grid numbers

1.2 氣相湍流模型的選取

已有的研究表明，對于旋風(fēng)分離器氣相流場的模擬，雷諾應(yīng)力模型（RSM）由于其完全地舍棄了基于各向同性渦黏性的Boussinesq 假設(shè)[5]，已被廣泛地應(yīng)用于旋風(fēng)分離器氣相流場的模擬，因此，本文選用RSM。雷諾應(yīng)力方程各分量的輸送方程為

式中：DT,ij為湍動擴散項；DL,ij為分子黏性擴散項；Pij為應(yīng)力產(chǎn)生項；Gij為浮力產(chǎn)生項；為壓力應(yīng)變項；Fij為系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生項；為黏性耗散項；Suser為用戶自定義源項；下標(biāo)i、j、k為通用坐標(biāo)方向。

1.3 氣固兩相流模型的選取

對于氣固兩相流的模擬，主要有離散相模型（DPM）和歐拉雙流體模型2 種[5]。由于本文入口顆粒質(zhì)量濃度為實際工況下（入口溫度為880 ℃，壓力為?100 Pa）的0.511 kg/m3，此時，需要考慮顆粒與顆粒之間的作用。因此，本文選用適用于顆粒質(zhì)量濃度較高情況下的歐拉雙流體模型[6]。

在氣固兩相流模擬中，還需要考慮曳力模型的選取。王振波等[7]基于歐拉雙流體模型對Gidaspow、Wen&Yu 和Syamlal-O’Brien 這3 種曳力模型對旋流反應(yīng)器內(nèi)顆粒速度特性等的影響進行了數(shù)值模擬研究。模擬計算結(jié)果與實驗結(jié)果進行對比后發(fā)現(xiàn)，Gidaspow 模型吻合度最好。吳靈輝[8]在直筒型旋風(fēng)分離器分離性能的模擬計算中也采用了Gidaspow 模型。因此，本文的曳力模型選擇Gidaspow 模型。

1.4 計算介質(zhì)及邊界條件

氣相為煙氣，煙氣溫度為分離器實際進口溫度880 ℃，煙氣密度為0.317 kg/m3，動力黏度為4.452×10?4Pa·s，顆粒密度為1 800 kg/m3，顆粒的碰撞系數(shù)設(shè)置為0.95[9-10]。此外，本文將入口較寬的粒徑范圍簡化為主要的幾種粒徑進行計算。各種顆粒粒徑所占體積分數(shù)見表2。

表2 各種粒徑所占體積分數(shù)Tab.2 The volume fractions of various particle sizes

進口采用速度進口，速度大小由進口煙氣量計算得到，水力直徑為2.933 m，湍流強度為3.3%；出口設(shè)置為壓力出口[11]；氣相壁面為無滑移邊界條件，壁面的粗糙度參數(shù)設(shè)置為0.5[12]；排塵口在氣相模擬時假設(shè)沒有氣流流出，設(shè)為壁面條件。

2 結(jié)果與討論

2.1 速度場

2.1.1 速度分布

入口收縮角度分別為14°、20°、25°、30°、34°時的旋風(fēng)分離器速度等高線圖（Z=13 m）分布如圖2所示，其中圖2a)為不帶收縮角度的旋風(fēng)分離器。由圖2可以看出：不帶收縮角度的旋風(fēng)分離器的縮口速度最小，為17.2 m/s，而收縮角度分別為20°、25°、30°、34°的旋風(fēng)分離器所對應(yīng)的縮口速度分別為20.0、23.3、30.5、52.8 m/s，由此可以看出，帶收縮角度的旋風(fēng)分離器對氣流起到了明顯的加速作用[12]。這主要是因為煙氣流量是恒定的，而帶收縮角度的旋風(fēng)分離器的入口寬度是減小的，因此，縮口速度是增加的，且增加的幅度越來越大。此外，從圖2中還可以得到，5 種入口收縮角度的旋風(fēng)分離器的氣旋中心與幾何中心都有著明顯的差別，發(fā)生這種現(xiàn)象的原因主要是因為單側(cè)進口的影響。

圖2 入口收縮角度不同時速度等高線圖（Z=13 m）Fig.2 The contours map of velocity with different inlet necking angles(Z=13 m)

2.1.2 切向速度分布

圖3是入口收縮角度不同時對切向速度分布的影響（Z=11 m）。由圖3可以看出：所有旋風(fēng)分離器的切向速度分布都呈現(xiàn)為Rankine 組合渦特征[13]，且軸對稱性較好，這充分體現(xiàn)出旋風(fēng)分離器內(nèi)部流動為強旋流。5 種入口收縮角度的旋風(fēng)分離器所對應(yīng)的最大切向速度分別為62.2、72.5、84.5、92.4、138.2 m/s，即最大切向速度隨入口收縮角度的增大而增大，且增長的幅度越來越大，最大切向速度所對應(yīng)的徑向位置與壁面之間的距離也越來越小。由圖3還可以看到，近壁面處的切向速度也是隨入口收縮角度的增大而增大，此時，顆粒所受到的離心力變大，有利于分離效率的提高。

圖3 入口收縮角度對切向速度的影響（Z=11 m）Fig.3 The effect of inlet necking angle on tangential velocity(Z=11 m)

2.1.3 軸向速度分布

入口收縮角度對軸向速度的影響（Z=11 m）如圖4所示。由軸向速度的分布可以看出：軸向速度主要分為2 部分，一部分為壁面附近的下行流速度，另一部分為氣旋核心附近的上行流速度。其中，下行流速度是造成顆粒分離的主要原因。當(dāng)顆粒受到離心力時，它們被壁面捕集并隨著下行流向下移動最終被收集到料斗中[14]。

圖4 入口收縮角度對軸向速度的影響（Z=11 m）Fig.4 The effect of inlet necking angle on axial velocity(Z=11 m)

從圖4可以得到，當(dāng)入口收縮角度由14°增加到34°時，軸向速度由倒“V”型分布變?yōu)榈埂癢”型分布，近壁面處的下行流速度增大而氣旋核心附近的上行流速度減小。發(fā)生這種現(xiàn)象的原因主要是：當(dāng)入口收縮角度增大時，縮口速度增大，顆粒受到的離心力增大，此時近壁面處的氣固兩相流份額增多，壁面附近下行流的流通半徑變小，相應(yīng)的上行流的流通半徑增大。因此，在總流量恒定的情況下，下行流速度增大而上行流速度減小。此時，下行流中所攜帶的顆粒受到的離心力增強，有利于顆粒的分離，而上行流中所夾帶的顆粒受到的離心力減小，不利于未分離顆粒的二次分離。

2.2 壓力場

圖5為入口收縮角度不同時的靜壓分布等高線圖（X=0）。由圖5可以看出：所有旋風(fēng)分離器的靜壓分布在軸向上變化不大；在徑向上，沿半徑方向逐漸增大。所有旋風(fēng)分離器軸心處的靜壓值最小并且為負值，這主要是因為中心強制渦處較高的氣流旋轉(zhuǎn)強度。從圖5還可以看出，當(dāng)入口收縮角度增大時，靜壓梯度也隨之增大。此外，由中心負壓區(qū)域可以看出，所有旋風(fēng)分離器的靜壓分布都不是完全對稱的，且氣流不對稱性隨著入口收縮角度的增大而增強，這也體現(xiàn)出氣流旋轉(zhuǎn)存在的偏心現(xiàn)象。

圖5 入口收縮角度不同時靜壓等高線圖（X=0）Fig.5 The contours map of static pressure with different inlet necking angles(X=0)

2.3 入口收縮角度對壓降和分離效率的影響

2.3.1 入口收縮角度對壓降的影響

文獻[15]對目前關(guān)于含塵或高溫條件下旋風(fēng)分離器壓降計算的Barth[16]模型、Trefz-Muschelknautz[17]模型和Chen-Shi[18]模型進行了對比研究，結(jié)果表明，當(dāng)入口顆粒質(zhì)量濃度較高時，Chen-Shi 模型是目前用于計算分離器壓降的模型中適用范圍較廣，預(yù)測準(zhǔn)確度較高的一種模型。因此，本文采用Chen-Shi 含塵氣流壓降模型來計算不同入口收縮角度時的壓降值。圖6為不同入口收縮角度時旋風(fēng)分離器的壓降模擬值與Chen-Shi 模型計算值的對比。由 圖6可以看出，兩者擬合的較好，最大誤差發(fā)生在入口收縮角度為34°處，約為10%。

圖6 入口收縮角度不同時壓降模擬值與Chen-Shi 計算值Fig.6 Comparison of the pressure drop value between the simulation and the calculation by Chen-Shi at different inlet necking angles

旋風(fēng)分離器壓降由進口擴大損失、出口收縮損失、分離器內(nèi)旋流損失和排氣管內(nèi)氣流動能耗散4 部分組成。但是，在實際計算時，通常不考慮出口收縮損失這一項，這主要是因為旋風(fēng)分離器實際出口氣流的含塵質(zhì)量濃度很低，因此，出口收縮損失可以忽略不計。圖7為進口擴大損失系數(shù)ξ1、分離器內(nèi)旋流損失系數(shù)ξ3和排氣管內(nèi)氣流動能耗散系數(shù)ξ4隨入口收縮角度變化曲線。

圖7 分離器內(nèi)各部分損失系數(shù)變化Fig.7 Variations of loss coefficients of various parts in the cyclone separator

由圖7可以看出，隨著入口收縮角度逐漸增加，進口擴大損失和內(nèi)旋流損失均逐漸增大，但增長的幅度很小，這主要是因為氣流進入分離器時會在軸向與徑向這2 個方向上產(chǎn)生膨脹，分離器縮口速度隨著收縮角度的增大而增大，此時，分離器內(nèi)的渦流強度也增強，因此，進口擴大損失和內(nèi)旋流損失都是增大的。由圖7還可以看出，排氣管內(nèi)氣流動能耗散卻由于上行流速度的變小而減小，且減小幅度很大。但由于（其中），隨著入口收縮角度增大，減小，而速度v增大，因此從整體上來說，分離器的壓降是增大的。

2.3.2 入口收縮角度對分離效率的影響

圖8a)為煙氣流量恒定時，入口收縮角度對分離效率的影響。

圖8 入口收縮角度對分離效率的影響Fig.8 Effect of inlet necking angle on separation efficiency

由圖8a)可以看出，入口收縮角度由14°逐漸增加到30°時，分離效率由93.2%逐漸提高到98.5%，而當(dāng)入口收縮角度由30°增加到34°時，分離效率反而由98.5%降低到98.2%。收縮角度的增大，一方面提高了入口氣流的切向速度，另一方面還會提高縮口速度。為確定收縮角度對分離效率的影響機制，本文又研究了相同縮口速度（即20 m/s）和煙氣流量改變條件下分離效率的變化特性，結(jié)果如圖8b)所示。由圖8b)可以看出，收縮角度存在優(yōu)化值。在縮口速度20 m/s 條件下對應(yīng)的收縮角度優(yōu)化值為30°。收縮角度30°、縮口速度20.0 m/s 條件下，分離效率為98.9%，大于收縮角度30°、縮口速度30.5 m/s 工況下所得分離效率98.5%。所以，縮口速度對分離效率同樣有著重要影響。

圖9是收縮角度30°條件下縮口速度對分離效率的影響。由圖9可以看出，縮口速度也存在優(yōu)化值，該工況下對應(yīng)的優(yōu)化值為20 m/s。實際上，縮口速度也是通過改變氣流的切向速度，進而影響分離效率。

從圖8b)和圖9可以看出，當(dāng)收縮角度和縮口速度大于各自優(yōu)化值時，會導(dǎo)致分離效率下降。其原因是，當(dāng)小于優(yōu)化值時，收縮角度和縮口速度的增加都會使切向速度增加，這有利于分離效率的提高；但當(dāng)大于優(yōu)化值時，切向速度也將大于其優(yōu)化值，此時，顆粒的動能較大，這可能會使得顆粒在壁面處彈跳起來，從而被氣流帶入到排氣管中，造成顆粒的二次夾帶。此外，軸向速度的上行流速度減小，這對未分離顆粒的二次分離是不利的。在本研究范圍內(nèi)，該型旋風(fēng)分離器收縮角度和縮口速度的優(yōu)化值分別為30°、20 m/s。

圖9 縮口速度對分離效率的影響（收縮角度為30°）Fig.9 Effect of necking velocity on separation efficiency(necking angle 30°)

3 結(jié) 論

1）煙氣流量恒定時，隨著入口收縮角度逐漸增大，縮口速度逐漸增加，切向速度也逐漸增加，有利于顆粒的分離；軸向速度下行流速度逐漸增加而上行流速度逐漸減小，不利于未分離顆粒的二次分離。

2）煙氣流量恒定時，隨著入口收縮角度逐漸增大，分離器的壓降逐漸上升，而分離效率先逐漸提高后逐漸降低。

3）收縮角度和縮口速度都存在優(yōu)化值，在本研究范圍內(nèi)，該型旋風(fēng)分離器收縮角度和縮口速度的優(yōu)化值分別為30°、20 m/s。