袁東輝，孫世超，鄭秀平，韓 義，王研凱，段倫博

(1.內蒙古電力(集團)有限責任公司 內蒙古電力科學研究院分公司，內蒙古 呼和浩特 010020；2.東南大學 能源熱轉換及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096；3.內蒙古京泰發(fā)電有限責任公司，內蒙古 鄂爾多斯 017000)

0 引 言

近年來，我國新能源發(fā)電量和發(fā)電量占比穩(wěn)步提升，其間歇性和波動性的特點對電網穩(wěn)定運行影響巨大，要求新能源發(fā)電大規(guī)模并入電網后需要進行密切協(xié)調配合，降低新能源發(fā)電不穩(wěn)定帶來的安全調度風險，保證電網穩(wěn)定運行。為了保證電網的穩(wěn)定、調度以及最大程度的消納新能源發(fā)電，傳統(tǒng)燃煤機組如循環(huán)流化床機組等需要參與到深度調峰中。與此同時，深度調峰給循環(huán)流化床鍋爐帶來了低負荷時床溫過低的問題。

為了解決這一問題，文獻[1]提出了通過降低旋風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，有望改善現有鍋爐運行中通過密封返料閥放灰的問題，同時，也報道了一種分離效率可調的循環(huán)流化床鍋爐旋風分離器，其基本工作原理是在旋風分離器錐形筒處通入干擾風，人為控制旋風分離器內的流場，從而調控旋風分離器的分離效率。該文對這種分離效率可調的旋風分離器進行了冷態(tài)試驗和數值模擬研究，證實了干擾風的通入確實可改變分離效率，但并未研究干擾風通入對旋風分離器的內部流場和壓降的影響規(guī)律及其對鍋爐低負荷床溫的影響規(guī)律。

旋風分離器壓降關系到系統(tǒng)的能量消耗以及風機的合理設計，在旋風分離器的設計及改造中對旋風分離器的壓降進行預測具有重要意義。前人提出了一系列旋風分離器壓降計算模型，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結果、理論分析提出的，在建立的過程中進行了一定程度的簡化，且模型的使用有前提條件。

近年來，采用計算流體力學(CFD)研究旋風分離器的壓降發(fā)展迅速。杜慧娟等[7]利用數值模擬對280 t/h CFB鍋爐中入口收縮角度分別為14°、20°、25°、30°、34°的旋風分離器進行研究，結果表明，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]模擬結果表明，隨著中心筒直徑減小，循環(huán)流化床鍋爐旋風分離器進出口壓降差減小了16%。由洋等[9]采用Fluent研究循環(huán)流化床鍋爐旋風分離器的不同結構對壓降的影響，結果表明，除了入口截面積和中心筒直徑對壓降有影響外，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對壓降產生影響。張建等[10]也通過Fluent軟件并借助其中的RSM模型研究旋風分離器的壓降，通過與壓降經驗公式對比，得出CFD數值模擬能夠較好地預測旋風分離器的壓降。李敏等[11]以旋風分離器切向速度模型為研究對象，通過CFD模擬方法研究了分離器的壓降，CFD模擬結果與壓降理論計算模型的計算結果基本吻合。Ashry等[12]采用數值模擬研究非球形顆粒對旋風分離器壓降的影響并與試驗結果進行對比，結果表明，CFD模擬能夠有效反映旋風分離器內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)流化床鍋爐旋風分離器為研究對象。首先采用CFD模擬研究不通干擾風時不同入口風速下的壓降變化規(guī)律，并將壓降變化規(guī)律與前人提出的分離器壓降計算模型的計算結果進行對比；然后研究通入干擾風后分離效率可調旋風分離器的內部流場和壓降的變化規(guī)律；最后結合熱力計算，考察了通入干擾風對鍋爐低負荷運行床溫的影響規(guī)律，為循環(huán)流化床鍋爐旋風分離器改造提供數據支撐。

1 研究內容

1.1 研究對象

本文的研究對象為國內某300 MWe循環(huán)流化床鍋爐的旋風分離器。首先利用SolidWorks軟件對旋風分離器進行幾何構建，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系原點，并利用ICEM軟件進行網格劃分。經網格無關性驗證，并結合計算精度和計算成本，最終確定網格數為114.7萬。旋風分離器具體結構及網格劃分如圖1所示。

圖1 循環(huán)流化床鍋爐旋風分離器結構及網格劃分

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

圖2 循環(huán)流化床旋風分離器開孔

文獻[1]通過冷態(tài)試驗和數值模擬報道了向上述孔通入干擾風對旋風分離器分離效率的影響規(guī)律，本文在此基礎上分析壓降的變化情況并結合熱力學計算，研究通入干擾風對鍋爐低負荷運行床溫的影響規(guī)律。

1.2 旋風分離器數值模擬

旋風分離器工作時內部的流場是復雜的三維強旋流，研究表明[12-16]，雷諾應力模型(RSM)能夠較好地反映流場內部的各向異性，因此可用來模擬旋風分離器內部的三維強旋流，因此本文湍流模型選用雷諾應力模型。

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，質量濃度為0.36 kg/m3，入口顆粒假設為球形，粒徑分布如圖3所示，氣固曳力模型采用spherical模型。干擾風溫度為27 ℃，干擾風速分別為10、20、30 m/s。多粒度入口條件下旋風分離器分離效率的計算方法如下：利用顆粒的粒徑分布劃分若干質量組，每組的質量分數與該組平均粒徑下的分級分離效率相乘，全部組的總和即為總分離效率[17]，計算公式為

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顆粒的分級分離效率，%；Mx為平均粒徑為dx顆粒質量組的質量分數，%。

本文利用CFD模擬研究循環(huán)流化床鍋爐分離效率可調旋風分離器不通入干擾風且入口速度變化時的壓降變化，并與Shepherd & Lapple計算模型、Cascal & Martinez計算模型、Dirgo計算模型、First計算模型、Chen-Shi計算模型等計算結果進行對比。此外利用CFD模擬研究循環(huán)流化床鍋爐分離效率可調旋風分離器在115 MWe負荷時(入口速度為7.48 m/s)通入干擾風的壓降變化規(guī)律。分離效率可調旋風分離器模擬工況見表1。

表1 分離效率可調旋風分離器模擬工況

1.3 壓降計算模型

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

(2)

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

式(2)為計算旋風分離器壓降的通用計算公式，其中ζ可以看成除了分離器進出口氣流動壓外的其他影響因素的綜合影響[19]。不同計算模型的阻力系數的計算方法不同，本文采用5個計算公式，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為氣流與旋風分離器內壁之間的摩擦因數。

筒半徑處的切向速度采用式(8)[6]進行計算，即

(8)

2 結果與分析

旋風分離器的壓降定義為旋風分離器進出口的靜壓差，即

ΔP=Pin-Pout，

(9)

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

2.1 不同入口速度下的壓降

由于本文研究的旋風分離器處于115 MWe低負荷運行，旋風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為不通干擾風的旋風分離器在入口速度為6～14 m/s時壓降的模型計算結果和模擬結果。可以看出，旋風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]研究結果相同，且采用雷諾應力模型模擬的結果與計算模型中的Chen-Shi模型計算結果吻合較好。

圖4 不同入口速度壓降模擬值與壓降模型計算值

許多研究人員將CFD壓降模擬結果與不同壓降計算模型的計算結果進行對比，得到不同的結果。李敏等[11]利用CFD模擬得到的壓降計算結果與Dirgo模型的計算結果最接近。蔡安江[22]經分析認為Shepherd-Lapple的計算公式簡單，但比First的計算結果要好。錢付平等[21]發(fā)現，CFD模擬結果與Dirgo模型以及Cascal& Martinez模型計算結果較接近。張建等[10]發(fā)現，Cascal& Martinez模型較精確。杜慧娟等[7]認為CFD計算結果與Chen-Shi模型計算結果相符。

本文認為Chen-Shi模型考慮了旋風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、出口處氣體動能的耗散損失，在計算壓降時考慮較全面，因此該模型較精確，CFD計算結果真實可信。

2.2 氣相流場分析

2.2.1靜壓分布

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

圖5 靜壓分析面分布

分別計算不通入干擾風且入口風速為7.48 m/s時沿豎直高度處6個截面的靜壓徑向分布，如圖6所示。

圖6 不開孔分離器不同高度徑向靜壓分布

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

圖7 z=0平面靜壓分布

通入20 m/s干擾風，選取y=-6.5、-11.0、-14.4 m 三個截面，靜壓分布結果如圖8所示。

圖8 0°孔、90°孔、180°孔、270°孔與不開孔靜壓分布對比

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

2.2.2速度分布

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

圖9 開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個孔內通入20 m/s干擾風后，旋風分離器入口速度為7.48 m/s。圖中左側對應圖12中的0°～90°位置，其上行氣流較強。在0°孔、90°孔中通入干擾風后，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 通入干擾風的壓降變化

在文獻[1]的基礎上研究不通入干擾風旋風分離器在不同入口風速下的壓降變化，并與前人的壓降經驗模型對比。利用同一個網格文件在不同方向的孔進行通入干擾風的計算。分別計算0°、90°、180°、270°孔在通入10、20、30 m/s干擾風的壓降，在115 MWe負荷下，對應的入口速度為7.48 m/s。

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

圖12 旋風分離器壓降及分離效率變化

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

結合2.2節(jié)旋風分離器內部不同高度處靜壓分布可以發(fā)現，靠近旋風分離器入口空間的靜壓分布變化趨勢與旋風分離器的壓降變化趨勢相同。

2.4 不同工況下密相區(qū)溫度變化

熱力計算研究對象為東方鍋爐廠生產的DG1089/17.4-Ⅱ1型亞臨界循環(huán)流化床鍋爐，該鍋爐采用單汽包、單布風板、單爐膛、M型布置、平衡通風、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分離器進行氣固分離。

根據目標機組的結構尺寸和運行數據，針對CFB鍋爐進行了耦合爐側和鍋側的全流程熱力計算，熱力計算的設計燃料采用電廠提供的入爐煤質報告(表2)。

表2 熱力計算設計煤種的元素分析和工業(yè)分析

全流程熱力計算程序被劃分為多個單元模塊，主要包括鍋爐結構計算模塊、燃料計算模塊、煙氣特性模塊、水蒸汽焓值溫度計算模塊、鍋爐熱平衡模塊和各個相關的受熱面換熱計算模塊，程序的技術路線如圖13所示。對于給定的機組發(fā)電功率和煤質信息，先假設排煙溫度再進行熱力計算，當假定排煙溫度與計算排煙溫度誤差<2 ℃時，認為此時熱力計算已達到平衡。

圖13 鍋爐熱力計算程序技術路線

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

圖14 受熱面換熱計算模塊流程

循環(huán)倍率的計算公式[25]為

(10)

通過改變115 MWe負荷下的旋風分離器的分離效率，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，使單位時間內進入密相區(qū)的循環(huán)灰量和由循環(huán)灰?guī)ё叩臒崃侩S之降低，有利于在低負荷下維持鍋爐的穩(wěn)定運行。從圖15可看出，分離效率從95%降至92%時，密相區(qū)床溫可升高19 ℃左右。結合文獻[1]，密相區(qū)床溫隨干擾風速的變化如圖16所示。

圖16 密相區(qū)床溫隨干擾風速變化

由圖16可以看出，0°孔、90°孔密相區(qū)床溫隨干擾風速的增加而增加，這與文獻[1]一致，且在90°孔通入干擾風對提高密相區(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，本文認為90°孔改造方案為所有改造方案里的最優(yōu)方案。

3 結 論

1)本文利用雷諾應力模型(RSM)對分離效率可調的旋風分離器進行了壓降模擬。未通入干擾風時改變入口流速，將壓降模擬結果與壓降經驗模型計算結果進行對比，發(fā)現壓降隨入口速度的增大而增大，且壓降模擬結果與Chen-Shi模型計算結果符合較好。

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

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