風幕代替中心筒的旋風分離器性能研究

孫世超，周鎮(zhèn)港，袁東輝，鄭秀平，段倫博

(1.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；2.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；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

旋風分離器能夠依靠顆粒繞筒內壁旋轉產生的離心力將固體顆粒從氣固兩相流中分離出來，結構簡單、造價便宜，能在較高運行溫度下保持較低阻力和較高分離效率，在循環(huán)流化床鍋爐中應用較多。循環(huán)流化床鍋爐運行過程中發(fā)生多起旋風分離器中心筒失效事故，包括旋風分離器中心筒形變、裂隙，甚至下移、脫落等，嚴重時會造成機組停運，經濟損失較大。秦鵬偉[1]發(fā)現某廠300 MWe機組鍋爐運行過程中出現上部壓差偏低、旋風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)現中心筒向下移動并脫落導致上述問題。黃中等[2]發(fā)現某臺50 MWe循環(huán)流化床鍋爐存在飛灰含碳量高、運行床溫高、煙氣SO2濃度高、爐內物料濃度低等問題，原因在于中心筒出現多處裂隙。練純青等[3]發(fā)現某臺300 MWe循環(huán)流化床鍋爐旋風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)流化床鍋爐旋風分離器中心筒形變甚至掉落對運行的影響，認為中心筒運行溫度過高且溫度變化較大是中心筒事故的主要原因；可通過調整一、二次風量配比等措施防止旋風分離器中心筒發(fā)生變形、脫落。唐俊等[5]在燃料粒徑分布及風量不變的條件下研究了某臺非正常運行的300 MWe循環(huán)流化床鍋爐的性能變化，發(fā)現旋風分離器中心筒下移是主要誘因。姚世偉等[6]報道了某臺480 t/h循環(huán)流化床機組旋風分離器中心筒發(fā)生變形導致分離器出口飛灰含碳量升高，旋風分離器中心筒脫落，最終導致機組停運事故。

循環(huán)流化床鍋爐旋風分離器中心筒失效事故會影響循環(huán)流化床鍋爐正常運行，甚至導致機組停運等。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生應力的問題，提出了在機組啟停過程中嚴格控制床溫溫升或溫降速率來保護旋風分離器中心筒。黃中等[2]利用1Cr25Ni20材質的角鋼對中心筒裂隙進行修補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構等。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分離器，在原有中心筒位置處引入無塵新風形成風幕。將旋風分離器的中心筒用風幕代替，維持原有分離效率的同時，避免中心筒失效事故的發(fā)生，還可以通過改變風幕速度提高旋風分離器的分離效率和壓降。通過冷態(tài)試驗和CFD模擬研究無中心筒旋風分離器的分離性能，驗證其可行性以及風幕對旋風分離器性能的影響規(guī)律。

1 試 驗

1.1 研究對象

本文提出的無中心筒旋風分離器如圖1所示。

使用三維建模軟件對改造的無中心筒旋風分離器按照實際尺寸建立三維模型，使用網格劃分軟件對無中心筒旋風分離器的三維模型輸出網格文件，進行數值模擬。

選取距離旋風分離器底部0.34 m位置處平面的切向速度作為網格獨立性檢驗的依據，確定合理的網格數，結果如圖2所示，其中r為所取平面中一點到中心的距離，R為所取平面的半徑。綜合考慮計算精度與計算速度，最終確定冷態(tài)試驗臺旋風分離器在數值模擬中網格數為13.23萬個。旋風分離器網格劃分如圖3所示。

圖2 網格獨立性檢驗Fig.2 Grid independence test

圖3 三維模型網格劃分Fig.3 Mesh generation of 3D model

冷態(tài)試驗臺中旋風分離器的尺寸與模擬的旋風分離器尺寸相同，具體尺寸如圖4所示。為了產生風幕，在無中心筒旋風分離器氣體出口處使用了套筒結構。在最外層套筒開3個間隔120°的孔，用于通入無塵新風，詳細構造如圖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 無中心筒旋風分離器結構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

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

圖6 試驗裝置Fig.6 Experimental device

壓縮空氣供應系統依靠空氣壓縮機壓縮空氣，經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，用于試驗臺本體供氣。供氣時氣量通過調節(jié)浮子流量計以及進氣處空氣壓力進行控制。使用PC6M顆粒濃度測量儀[7]測量旋風分離器入口的顆粒濃度。測量儀主要構成如圖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)試驗工況主要為旋風分離器入口流量8 m3/h時改變風幕流速以及無風幕時改變旋風分離器入口流量，具體見表1。冷態(tài)模擬工況與冷態(tài)試驗工況相同。

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

冷態(tài)試驗過程中需稱量圖6中氣體出口處布袋內的顆粒質量Δm，分析布袋內捕集的石英砂的粒徑分布。利用旋風分離器入口石英砂顆粒濃度計算一段時間(以10 min計)內進入旋風分離器的石英砂顆粒質量m，分離器入口石英砂顆粒濃度由顆粒濃度測量系統測量，具體計算公式為

(1)

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

冷態(tài)試驗分離效率ηe為

(2)

1.2.2CFD模擬

氣固兩相流經過入口進入筒體，直線運動的兩相流在曲面筒體的作用下做旋轉運動。通常將旋風分離器內部旋轉運動分為向下運動的外旋渦和向上的內旋渦，旋風分離器的內部流動是非常復雜的湍流，前人模擬研究發(fā)現雷諾應力模型(RSM)能更好地描述旋風分離器的內部流動，模擬結果與實際契合較好[8-17]。因此本文模擬的氣相湍流模型采用雷諾應力模型。

模擬時在顆粒相設置中假設顆粒為規(guī)則球體，且運動軌跡受瞬時湍流速度的影響。顆粒在旋風分離器中的運動采用離散相模型(DPM)。

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

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

模擬發(fā)現粒徑18 μm以上時，該旋風分離器的分離效率能達到100%。本次模擬中計算了粒徑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為旋風分離器排塵口捕捉的顆粒數；n為模擬中追蹤的總顆粒數。

本文計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量分數相乘再累加，得到模擬的總分離效率[15]。總分離效率計算公式為

ηs=∑ηxMx，

(3)

式中，ηs為模擬總分離效率，%；Mx為x組顆粒的質量分數，%。

2 結果與分析

2.1 模型驗證

前人研究發(fā)現在其他條件不變的情況下，提高有中心筒的旋風分離器的入口速度，旋風分離器分離效率也會提高。黃興華等[15]用Fluent計算了某個常規(guī)切向入口旋風分離器的分離性能，研究了入口速度變化對旋風分離器分離性能的影響規(guī)律，發(fā)現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弱。

入口流量改變后，無中心筒的旋風分離器總分離效率的變化如圖9所示。可知入口流量增加，入口速度增加，分離效率隨之升高，這與常規(guī)旋風分離器的變化趨勢相似。

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

將旋風分離器分離效率的冷態(tài)試驗結果與CFD模擬結果進行對比，可以認為本文采用的CFD模擬較準確。

2.2 風幕對旋風分離器的影響

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

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以下的顆粒影響較小；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，說明形成風幕能提高微小顆粒的分離能力，9 m/s風幕速度效果最好。

旋風分離器實際運行過程中存在頂灰環(huán)和短路流現象，會對旋風分離器的分離性能產生不良影響，而在原有中心筒位置形成的風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分離器的影響，發(fā)現這股氣流能抑制頂灰環(huán)和短路流的產生，提高分離效率。薛現恒等[19]模擬發(fā)現將旋風分離器中心筒改為套筒，且通入頂部風形成風幕可以阻斷短路流的發(fā)生，提高旋風分離器的分離效率。

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分離器逃逸的顆粒，并對捕集的石英砂顆粒進行粒徑分析，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，無中心筒時微小顆粒逃逸現象較嚴重，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入旋風分離器氣體出口。因此中心筒脫落后微小顆粒逃逸現象較嚴重。通入無塵新風形成風幕后能減少微小顆粒的逃逸。風幕速度為3 m/s時，較無中心筒時微小顆粒逃逸現象有所緩解，且風幕速度提高后對微小顆粒的捕集能力也相應提高。

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幕時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，旋風分離器總分離效率降低，影響旋風分離器運行。向無中心筒的旋風分離器通風形成風幕后發(fā)現，無中心筒旋風分離器的總分離效率隨著風幕速度的增加呈先升高后降低的趨勢，存在一個最佳風幕速度，9 m/s時效果最好。

圖12 風幕對無中心筒旋風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形成一層向下的風幕，能有效抑制短路流和制頂灰環(huán)的形成，因此適當增加風幕速度能提高分離效率。然而風幕速度增加到一定程度后，風幕影響范圍變大，相當于增加了旋風分離器中心筒在旋風分離器筒體的插入深度[19]，影響旋風分離器底部的流動，對顆粒產生強烈擾動，加劇旋風分離器底部顆粒的返混現象，對旋風分離器的分離效率產生負面影響。因此旋風分離器的分離效率會隨著風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

不同工況下產生風幕附近局部速度矢量分布模擬結果如圖13所示。

圖13 不同工況風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，在旋風分離器中心筒脫落且無干擾風時，在靠近旋風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后能夠形成風幕(圖13(b)～13(e))，在旋風分離器頂板下端形成一段風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能削弱部分攜帶顆粒的上升流，抑制上升流流出時攜帶顆粒，增強顆粒的分離作用，提高旋風分離器分離效率。

2.2.5壓降

旋風分離器的壓降ΔP計算公式為

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分離器的壓降略降低，這是由于中心筒的存在會產生一定流通阻力，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鍋爐旋風分離器中心筒脫落前后得到的運行參數變化規(guī)律一致。在原有中心筒位置處通入無塵新風形成風幕后，旋風分離器壓降升高，且壓降隨著風幕速度的增加而升高。通入無塵新風形成風幕后，旋風分離器內部平均速度隨風幕速度的增加而增加，氣流與旋風分離器內部壁面的摩擦加劇，導致旋風分離器壓降升高；此外，通入無塵新風后會對原有流場產生擾動，因此旋風分離器的壓降隨風幕速度的增加而提高。帶風幕的無中心筒旋風分離器的壓降會隨著風幕速度的增加而提高，因此進行相關改造時風幕速度并不是越高越好，需合理選擇。

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

3 結 論

1)旋風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形成風幕提高了旋風分離器的分離效率。分別通入3、6、9、12 m/s干擾風后分離效率先增加后減小，存在一個最佳風速9 m/s，此時與中心筒缺失的旋風分離器相比，分離效率提高了3.17%。

3)旋風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形成風幕后能提高旋風分離器的壓降，且壓降隨風幕速度的增加而提高。

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