趙 勇

(中國(guó)石油化工股份有限公司化工事業(yè)部,北京100728)

旋風(fēng)分離器(簡(jiǎn)稱(chēng)旋分器)是循環(huán)流化床鍋爐的重要設(shè)備,其性能直接關(guān)系到鍋爐整體性能.為了優(yōu)化分離效率和壓降,通常會(huì)對(duì)旋分器入口、中心筒、排塵口等結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造【1G3】.對(duì)入口結(jié)構(gòu)的改造通常包括入口形狀、偏轉(zhuǎn)角度等;中心筒主要改造中心筒直徑和形狀;排塵口的改造主要為抑制返混及在排塵口與灰斗之間加設(shè)直管.本文以2臺(tái)不同形式旋分器為研究對(duì)象,對(duì)分離前、后固體顆粒分別取樣并進(jìn)行粒徑分析,通過(guò)數(shù)值模擬分析入口下傾角、中心筒插入深度對(duì)旋分器性能的影響,指導(dǎo)結(jié)構(gòu)優(yōu)化改造.

1 研究?jī)?nèi)容

1．1 研究對(duì)象

圖1(a)~圖1(b)分別為緊湊型旋分器和熱力型旋分器的模型,其結(jié)構(gòu)尺寸見(jiàn)表1.本文使用Solid Works軟件對(duì)外筒壁、入口煙道及中心筒結(jié)構(gòu)進(jìn)行建模.

1．2 改造方案

根據(jù)模擬計(jì)算和試驗(yàn)研究,分析分離器入口下傾角和中心筒插入深度對(duì)分離效率、進(jìn)出口壓降等性能指標(biāo)的影響,指導(dǎo)旋分器優(yōu)化改造.改造方案見(jiàn)表2.

表1 旋分器尺寸 單位:m

表2 旋分器改造方案

1．3 研究方法

1．3．1 試驗(yàn)

現(xiàn)場(chǎng)對(duì)旋分器入口處和省煤器前固體顆粒進(jìn)行取樣,取樣系統(tǒng)如圖2所示.

圖1 旋分器模型

圖2 取樣系統(tǒng)

對(duì)鍋爐布袋處飛灰顆粒進(jìn)行取樣并分析粒徑.通過(guò)改變?nèi)訕尣迦肷疃?提高取樣代表性.記錄抽氣量并稱(chēng)量取樣顆粒,計(jì)算分離效率,計(jì)算公式見(jiàn)式(1).

式中:η′——旋分器分離效率,%;

m1——旋分器后所取固體顆粒質(zhì)量,g;

m2——旋分器前所取固體顆粒質(zhì)量,g;

V1——旋分器前總抽氣量,L;

V2——旋分器后總抽氣量,L.

1．3．2 網(wǎng)格劃分

使用ICEM軟件對(duì)所建模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證如圖3所示,網(wǎng)格劃分結(jié)果見(jiàn)圖4和圖5,其中熱力型旋分器包含58萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格,緊湊型旋分器包含56萬(wàn)個(gè)網(wǎng)格.

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性分析

圖4 緊湊型旋分器網(wǎng)格

1．3．3 CFD模擬

旋分器分離效率模擬計(jì)算公式如下:

式中:η——模擬所得旋分器分離效率,%;

n——旋分器入口處顆粒總量;

i——區(qū)間序號(hào);

ni——試驗(yàn)所得第i個(gè)區(qū)間的顆粒量;

ηi——第i個(gè)區(qū)間的分離效率,%.

2 結(jié)果與分析

2．1 模型驗(yàn)證

2．1．1 試驗(yàn)取樣結(jié)果

對(duì)取樣固體顆粒進(jìn)行粒徑分析,結(jié)果見(jiàn)圖6(a)~圖6(b).圖6(a)顯示:緊湊型旋分器(以FW鍋爐旋分器為例)前固體顆粒的最大粒徑達(dá)到400μm,大部分粒徑為100~300μm,占比可達(dá)66%;100μm以下粒徑主要分布在0~20μm及60~90μm等2個(gè)區(qū)間,沿粒徑上升方向呈“V”字形分布.圖6(b)顯示:布袋處飛灰最大粒徑在100μm左右;布袋處飛灰粒徑分布呈倒“V”字形,主要集中在0~40μm區(qū)間.由圖6(a)~圖6(b)可見(jiàn),緊湊型旋分器對(duì)粒徑大于100μm的固體顆粒分離效果好.

圖5 熱力型旋分器網(wǎng)格

圖6 緊湊型旋分器鍋爐顆粒粒徑分布

圖7 熱力型旋分器鍋爐顆粒粒徑分布

圖7(a)~圖7(b)所示為熱力型旋分器(以哈鍋鍋爐旋分器為例)前、后的顆粒粒徑分布.圖7(a)顯示:粒徑集中在60~80μm之間,最大粒徑在300μm左右,呈倒“V”字形分布.圖7(b)為飛灰粒徑取樣測(cè)試結(jié)果,與緊湊型旋分器測(cè)試結(jié)果相似,粒徑集中在0~40μm區(qū)間,分布亦呈倒“V”字形.熱力型旋分器飛灰最大粒徑在150μm左右,40μm以上粒徑占比大于緊湊型旋分器.

2．1．2 試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比

采用式(1)計(jì)算現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果的分離效率,采用式(2)計(jì)算數(shù)值模擬結(jié)果的分離效率.為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的合理性和精準(zhǔn)性,將模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比,如圖8所示.

由圖8可見(jiàn):2種旋分器現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)的分離效率均在98%以上;緊湊型旋分器分離效率高達(dá)99．30%,比熱力型旋分器高0．35%左右;緊湊型旋分器模擬分離效率為84．60%,與試驗(yàn)結(jié)果誤差為14．8%;熱力型旋分器模擬分離效率94．30%,與試驗(yàn)結(jié)果誤差為4．7%;模擬分離效率均低于現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行效率,誤差均在15%以?xún)?nèi).

2．2 改造模擬結(jié)果

2．2．1 中心筒插入深度的影響

1)分離效率

中心筒插入深度對(duì)分離效率的影響如圖9(a)~圖9(b)所示,其中圖9(a)為緊湊型旋分器分離效率計(jì)算結(jié)果.由圖9(a)可見(jiàn):隨著顆粒粒徑增大,分離效率上升,尤其在20~40μm區(qū)間,分離效率上升幅度很大,當(dāng)顆粒粒徑達(dá)到40μm時(shí),幾種不同的中心筒插入深度下的分離效率均上升至70%以上;隨著中心筒插入深度的增加,緊湊型旋分器分離效率下降.圖9(b)顯示:熱力型旋分器與緊湊型旋分器相似,分離效率隨粒徑增大而上升;當(dāng)粒徑為60μm時(shí),分離效率可達(dá)70%左右,隨著中心筒插入深度增加,分離效率呈倒“N”字形變化【4】.熱力型旋分器s/a最佳比值在0．75左右(s/a為旋分器中心筒插入深度s與旋分器入口高度a的比值).

圖8 分離效率計(jì)算結(jié)果

圖9 不同中心筒插入深度對(duì)分離效率的影響

2)壓降

除分離效率外,進(jìn)出口壓降也是旋分器的重要性能指標(biāo),直接影響運(yùn)行能耗,改造應(yīng)以高效率和低能耗為目標(biāo).圖10顯示了中心筒插入深度對(duì)壓降的影響.

對(duì)于緊湊型旋分器,隨著中心筒插入深度的增加,分離效率降低且壓降增大.由圖10可見(jiàn),s/a值由0．25增加至0．75,壓降上升200 Pa左右.本文研究認(rèn)為,緊湊型旋分器s/a比值不應(yīng)大于0．50.由圖10還可看出,熱力型旋分器的進(jìn)出口壓降隨著中心筒插入深度的增加呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì),s/a在0．75附近時(shí),壓降最低,分離效率也最佳.

3)速度

流體進(jìn)入旋分器之后,先沿外壁做螺旋向下的高速旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),外旋流速度大.流體運(yùn)動(dòng)至底面后,大部分固體顆粒被底面收集,剩余流體運(yùn)動(dòng)方向改變,在旋分器中間部位做螺旋向上的運(yùn)動(dòng),內(nèi)旋流流速小.

圖11(a)~圖11(b)所示為不同中心筒插入深度對(duì)旋分器切向速度分布的影響,其中圖11(a)為緊湊型旋分器內(nèi)部切向速度隨著中心筒插入深度變化的計(jì)算結(jié)果,圖11(b)為熱力型旋分器內(nèi)部切向速度的計(jì)算結(jié)果.由圖11(a)可見(jiàn),緊湊型旋分器切向速度沿z軸方向先下降后上升,最大值為17．8 m/s.由圖11(b)可見(jiàn),熱力型旋分器切向速度最大值達(dá)到23 m/s.

圖12(a)~圖12(b)顯示了不同中心筒插入深度對(duì)旋分器軸向速度分布的影響.

圖10 不同中心筒插入深度對(duì)旋分器進(jìn)出口壓降的影響

圖11 不同中心筒插入深度對(duì)旋分器切向速度分布的影響

圖12 不同中心筒插入深度對(duì)旋分器軸向速度分布的影響

由圖12可見(jiàn),2種旋分器軸向速度沿x軸方向呈“Z”字形對(duì)稱(chēng)式分布,最大值均在25 m/s左右,熱力型旋分器內(nèi)部軸向速度分布對(duì)稱(chēng)性較好.

對(duì)比2種旋分器發(fā)現(xiàn),熱力型旋分器內(nèi)部切向速度大,流場(chǎng)對(duì)稱(chēng)性好,但進(jìn)出口壓降超過(guò)1 500 Pa,而緊湊型旋分器壓降最高為1 230 Pa左右,說(shuō)明熱力型旋分器分離效率偏低.除切向速度之外,進(jìn)出口壓降也會(huì)通過(guò)內(nèi)部流場(chǎng)影響分離效率.由于旋分器結(jié)構(gòu)尺寸等參數(shù)不同,中心筒插入深度的變化對(duì)進(jìn)出口壓降的變化影響也不盡相同,緊湊型旋分器隨著中心筒插入深度的增加,壓降有所上升,而熱力型旋分器壓降則呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢(shì).

2．2．2 入口下傾角度的影響

1)分離效率

圖13(a)~圖13(b)顯示了2種旋分器分離效率的計(jì)算結(jié)果.由圖13可見(jiàn),隨著顆粒粒徑的增大,2種旋分器分離效率均上升.其中,圖13(a)顯示:緊湊型旋分器在粒徑達(dá)到40μm時(shí),分離效率可達(dá)到80%以上;隨著下傾角度增大,分離效率逐漸上升;當(dāng)下傾角度增大至10°時(shí),對(duì)10~50μm粒徑顆粒分離效率影響較大,尤其對(duì)粒徑在30~40μm之間顆粒,分離效率可提升10%左右;當(dāng)下傾角為5°時(shí),分離效率降低,分析認(rèn)為,這是由于通過(guò)入口通道進(jìn)入筒體的顆粒向下及向壁面的偏轉(zhuǎn)較小,更容易進(jìn)入旋分器內(nèi)部的上行流導(dǎo)致的.圖13(b)顯示:熱力型旋分器隨著入口下傾角度的增大,對(duì)各個(gè)粒徑顆粒分離效率變化不同;對(duì)于粒徑40μm以下的顆粒,入口下傾角度增大,分離效率先上升后下降;對(duì)于粒徑40μm以上顆粒,隨著下傾角度增大,分離效率先下降后上升.研究發(fā)現(xiàn),對(duì)于熱力型旋分器,入口下傾角度為30°時(shí),分離效率提高,一般在10%以上.

圖13 分離效率計(jì)算結(jié)果

2)壓降

圖14為2種旋分器進(jìn)出口壓降的計(jì)算結(jié)果.圖14顯示:隨著入口下傾角度增大,2種旋分器進(jìn)出口壓降均呈現(xiàn)“N”字形變化趨勢(shì);2種旋分器均在下傾角度為15°時(shí)壓降最低;熱力型旋分器壓降高于緊湊型旋分器.綜合分析分離效率和進(jìn)出口壓降,發(fā)現(xiàn)熱力型旋分器入口下傾角宜為15°左右,緊湊型旋分器入口下傾角宜為10°左右.

3)速度

圖15(a)~圖15(b)和圖16(a)~圖16(b)分別顯示了不同入口下傾角度對(duì)旋分器切向速度分布和軸向速度分布的影響.

圖14 進(jìn)出口壓降計(jì)算結(jié)果

圖15 不同入口下傾角度對(duì)旋分器切向速度分布的影響

圖16 不同入口下傾角度對(duì)旋分器軸向速度分布的影響

由圖15和圖16可見(jiàn),在入口下傾角為30°時(shí),2種旋分器內(nèi)部切向速度和軸向速度均較大.2種旋分器均在入口下傾角度30°時(shí)分離效率最佳,表明切向速度和軸向速度是影響分離效率的2個(gè)重要因素.

3 結(jié)論

1)緊湊型旋分器的分離效率隨中心筒插入深度的增加而有所下降,進(jìn)出口壓降上升;適當(dāng)?shù)闹行耐膊迦肷疃扔兄谔嵘裏崃π托制鞯姆蛛x效率,其進(jìn)出口壓降隨插入深度的增加則呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì).

2)增大2種旋分器入口下傾角度,均有利于提升分離效率.隨著入口下傾角度的增大,2種旋分器進(jìn)出口壓降均呈“N”字形的變化趨勢(shì).

3)綜合考慮分離效率和壓降后,緊湊型旋分器入口下傾角度宜設(shè)定在10°左右,熱力型旋分器入口下傾角度在15°左右較好.