CFB锅炉可调效率的旋风分离器性能数值模拟研究

袁东辉1,孙世超2,郑秀平3,韩 义1,王研凯1,段伦博2

(1.内蒙古电力(集团)有限责任公司 内蒙古电力科学研究院分公司,内蒙古 呼和浩特 010020;2.东南大学 能源热转换及其过程测控教育部重点实验室,江苏 南京 210096;3.内蒙古京泰发电有限责任公司,内蒙古 鄂尔多斯 017000)

摘 要:在旋风分离器锥形筒斜面上距离锥形筒顶端50 cm处为中心点开孔,将分离器入口方向开孔命名为0°孔,俯视顺时针依次旋转90°,分别命名为90°孔、180°孔、270°孔。向上述开孔中通入干扰风能调整分离器效率,但通入干扰风对压降的影响未知。为了研究通入干扰风对旋风分离器整体性能(压降、分离效率、床温)的影响规律并得到最佳开孔方案,以某300 MWe循环流化床锅炉旋风分离器为对象,通过数值模拟研究分离效率可调的循环流化床锅炉旋风分离器压降变化特性。在不通入干扰风时模拟不同入口气速下的压降,并与压降经验模型计算结果进行比较,结果表明,压降随入口速度的增大而增大,且模拟结果与Chen-Shi模型计算结果吻合良好。模拟入口速度为7.48 m/s时,在0°、90°、180°、270°孔通入干扰风速分别为10、20、30 m/s时的压降,结果表明,在0°孔和90°孔中,压降随干扰风速的增大而减小;在180°孔和270°孔中,压降随干扰风速的增大先增大后减小。结合在不同孔通入干扰风时床温的变化规律,可认为90°孔的改造方案较好。

关键词:循环流化床(CFB);旋风分离器;CFD模拟;压降

0 引 言

近年来,我国新能源发电量和发电量占比稳步提升,其间歇性和波动性的特点对电网稳定运行影响巨大,要求新能源发电大规模并入电网后需要进行密切协调配合,降低新能源发电不稳定带来的安全调度风险,保证电网稳定运行。为了保证电网的稳定、调度以及最大程度的消纳新能源发电,传统燃煤机组如循环流化床机组等需要参与到深度调峰中。与此同时,深度调峰给循环流化床锅炉带来了低负荷时床温过低的问题。

为了解决这一问题,文献[1]提出了通过降低旋风分离器分离效率减少循环灰量从而提高炉膛温度的方法,有望改善现有锅炉运行中通过密封返料阀放灰的问题,同时,也报道了一种分离效率可调的循环流化床锅炉旋风分离器,其基本工作原理是在旋风分离器锥形筒处通入干扰风,人为控制旋风分离器内的流场,从而调控旋风分离器的分离效率。该文对这种分离效率可调的旋风分离器进行了冷态试验和数值模拟研究,证实了干扰风的通入确实可改变分离效率,但并未研究干扰风通入对旋风分离器的内部流场和压降的影响规律及其对锅炉低负荷床温的影响规律。

旋风分离器压降关系到系统的能量消耗以及风机的合理设计,在旋风分离器的设计及改造中对旋风分离器的压降进行预测具有重要意义。前人提出了一系列旋风分离器压降计算模型,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。上述模型均是基于试验结果、理论分析提出的,在建立的过程中进行了一定程度的简化,且模型的使用有前提条件。

近年来,采用计算流体力学(CFD)研究旋风分离器的压降发展迅速。杜慧娟等[7]利用数值模拟对280 t/h CFB锅炉中入口收缩角度分别为14°、20°、25°、30°、34°的旋风分离器进行研究,结果表明,分离效率随着收缩角度的增大先增加后减小,收缩角越大,分离器压降越高。黄中等[8]模拟结果表明,随着中心筒直径减小,循环流化床锅炉旋风分离器进出口压降差减小了16%。由洋等[9]采用Fluent研究循环流化床锅炉旋风分离器的不同结构对压降的影响,结果表明,除了入口截面积和中心筒直径对压降有影响外,中心筒的插入深度、中心筒底端与折流板之间的距离、折流板几何尺寸以及入口流速等均会对压降产生影响。张建等[10]也通过Fluent软件并借助其中的RSM模型研究旋风分离器的压降,通过与压降经验公式对比,得出CFD数值模拟能够较好地预测旋风分离器的压降。李敏等[11]以旋风分离器切向速度模型为研究对象,通过CFD模拟方法研究了分离器的压降,CFD模拟结果与压降理论计算模型的计算结果基本吻合。Ashry等[12]采用数值模拟研究非球形颗粒对旋风分离器压降的影响并与试验结果进行对比,结果表明,CFD模拟能够有效反映旋风分离器内非球形颗粒流的压降特性和分离效率。

本文以某300 MWe循环流化床锅炉旋风分离器为研究对象。首先采用CFD模拟研究不通干扰风时不同入口风速下的压降变化规律,并将压降变化规律与前人提出的分离器压降计算模型的计算结果进行对比;然后研究通入干扰风后分离效率可调旋风分离器的内部流场和压降的变化规律;最后结合热力计算,考察了通入干扰风对锅炉低负荷运行床温的影响规律,为循环流化床锅炉旋风分离器改造提供数据支撑。

1 研究内容

1.1 研究对象

本文的研究对象为国内某300 MWe循环流化床锅炉的旋风分离器。首先利用SolidWorks软件对旋风分离器进行几何构建,规定竖直方向向上为y轴正方向,中心筒出口圆心处为坐标系原点,并利用ICEM软件进行网格划分。经网格无关性验证,并结合计算精度和计算成本,最终确定网格数为114.7万。旋风分离器具体结构及网格划分如图1所示。

图1 循环流化床锅炉旋风分离器结构及网格划分

Fig.1 Structure and grid of cyclone separator in CFB boiler

图1中,旋风分离器的锥形筒开孔,4个孔的直径均为120 mm,开孔圆心所在平面距中心筒出口平面14 900 mm。将旋风分离器入口方向的开孔命名为0°孔,从入口方向俯视顺时针依次旋转90°,分别命名为90°孔、180°孔、270°孔,如图2所示。

图2 循环流化床旋风分离器开孔

Fig.2 Opening of cyclones in CFB

文献[1]通过冷态试验和数值模拟报道了向上述孔通入干扰风对旋风分离器分离效率的影响规律,本文在此基础上分析压降的变化情况并结合热力学计算,研究通入干扰风对锅炉低负荷运行床温的影响规律。

1.2 旋风分离器数值模拟

旋风分离器工作时内部的流场是复杂的三维强旋流,研究表明[12-16],雷诺应力模型(RSM)能够较好地反映流场内部的各向异性,因此可用来模拟旋风分离器内部的三维强旋流,因此本文湍流模型选用雷诺应力模型。

压力速度耦合选择SIMPLE算法,空间离散化采用Green-Gauss Cell Based算法。边界条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),壁面采用无滑移边界。分离器入口气体温度为737 ℃,入口颗粒密度为1 200 kg/m3,质量浓度为0.36 kg/m3,入口颗粒假设为球形,粒径分布如图3所示,气固曳力模型采用spherical模型。干扰风温度为27 ℃,干扰风速分别为10、20、30 m/s。多粒度入口条件下旋风分离器分离效率的计算方法如下:利用颗粒的粒径分布划分若干质量组,每组的质量分数与该组平均粒径下的分级分离效率相乘,全部组的总和即为总分离效率[17],计算公式为

图3 入口颗粒粒径分布

Fig.3 Particle size distribution of inlet particles

η=∑ηxMx

(1)

式中,η为总分离效率,%;ηx为平均粒径为dx颗粒的分级分离效率,%;Mx为平均粒径为dx颗粒质量组的质量分数,%。

本文利用CFD模拟研究循环流化床锅炉分离效率可调旋风分离器不通入干扰风且入口速度变化时的压降变化,并与Shepherd & Lapple计算模型、Cascal & Martinez计算模型、Dirgo计算模型、First计算模型、Chen-Shi计算模型等计算结果进行对比。此外利用CFD模拟研究循环流化床锅炉分离效率可调旋风分离器在115 MWe负荷时(入口速度为7.48 m/s)通入干扰风的压降变化规律。分离效率可调旋风分离器模拟工况见表1。

表1 分离效率可调旋风分离器模拟工况

Table 1 Simulation conditions of cyclone separator with adjustable separation efficiency

位置干扰风速/(m·s-1)无孔0°孔90°孔180°孔270°孔0102030102030102030102030

1.3 压降计算模型

旋风分离器压降与旋风分离器入口流速的平方成正比,因此通常将旋风分离器的压降表示为

(2)

式中,ζ为阻力系数;vi为旋风分离器入口流速,m/s;ρ为进口气体密度,kg/m3

式(2)为计算旋风分离器压降的通用计算公式,其中ζ可以看成除了分离器进出口气流动压外的其他影响因素的综合影响[19]。不同计算模型的阻力系数的计算方法不同,本文采用5个计算公式,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,ab分别为分离器入口高度和宽度,m;B为锥形筒底端直径,m;Dere分别为中心筒直径和半径,m;DR分别为筒体直径和半径,m;Hh分别为分离器和筒体高度,m;S为中心筒插入深度,m;KA为入口面积比,KAD2/(4ab);rc为核心流半径,m;Fs为总接触面积,m2vw为筒体半径处的切向速度,m/s;dr为中心筒直径与筒体直径之比;f0为气流与旋风分离器内壁之间的摩擦因数。

筒半径处的切向速度采用式(8)[6]进行计算,即

(8)

2 结果与分析

旋风分离器的压降定义为旋风分离器进出口的静压差,即

ΔP=Pin-Pout

(9)

式中,Pin为旋风分离器入口静压,Pa;Pout为旋风分离器出口静压,Pa。

2.1 不同入口速度下的压降

由于本文研究的旋风分离器处于115 MWe低负荷运行,旋风分离器入口速度较低,因此取入口速度分别为6、8、10、12、14 m/s。图4为不通干扰风的旋风分离器在入口速度为6~14 m/s时压降的模型计算结果和模拟结果。可以看出,旋风分离器的压降随入口速度的增大而增大,这与张建等[10]、李敏等[11]研究结果相同,且采用雷诺应力模型模拟的结果与计算模型中的Chen-Shi模型计算结果吻合较好。

图4 不同入口速度压降模拟值与压降模型计算值

Fig.4 Simulation value and calculation value of pressure drop at different inlet speeds

许多研究人员将CFD压降模拟结果与不同压降计算模型的计算结果进行对比,得到不同的结果。李敏等[11]利用CFD模拟得到的压降计算结果与Dirgo模型的计算结果最接近。蔡安江[22]经分析认为Shepherd-Lapple的计算公式简单,但比First的计算结果要好。钱付平等[21]发现,CFD模拟结果与Dirgo模型以及Cascal& Martinez模型计算结果较接近。张建等[10]发现,Cascal& Martinez模型较精确。杜慧娟等[7]认为CFD计算结果与Chen-Shi模型计算结果相符。

本文认为Chen-Shi模型考虑了旋风分离器的入口膨胀损失、中心筒入口处的收缩损失、旋流损失、出口处气体动能的耗散损失,在计算压降时考虑较全面,因此该模型较精确,CFD计算结果真实可信。

2.2 气相流场分析

2.2.1 静压分布

在分析旋风分离器内部流场时需分析静压分布规律,而分析静压分布规律主要考虑其沿径向上的分布。本文以旋风分离器出气口水平面为0 m面,沿y轴负方向向下划分-6.5、-10.0、-11.0、-12.5、-13.5、-14.4 m等水平面,用于分析旋风分离器内部的静压径向分布,平面分布如图5所示。