循环流化床旋风分离器防变形及结构优化

防止变形方法1.中心筒要短2.有加强筋3.悬吊方式4.有膨胀缝

超临界循环流化床旋风分离器结构优化数值模拟

某电厂根据当地拥有丰富煤矸石储量以及流化床锅炉具有污染物排放浓度低和劣质煤高效利用的特点,筹备新建660MW超临界循环流化床锅炉,使用劣质煤(煤矸石+煤混烧)｡旋风分离器是循环流化床锅炉核心部件,其工作过程是将从炉膛上部出去的飞灰,小的煤粉,石灰石经过分离后等重新送回炉膛,完成整个的循环过程｡它的工作性能与整个锅炉安全性,经济性有着直接的关系,对机组安全稳定运行起着重要作用｡660MW超临界流化床旋风分离器特点是大型化及大尺度｡结构尺寸的大型化及大尺度导致其内部气固流动比一般分离器更加复杂,湍流流动更加紊乱,分离器内向下外螺旋区和向上内螺旋区分界变得不规则,气固分离效率降低,而且湍流流动加剧会进一步加剧摩擦提高能耗,所以设计结构必须合理,达到完成气固分离并尽可能降低能耗的目的｡实验的方法得不到详细的流场分布,压力分布只能测量整体的压降和分离效率,而采用数值模拟的方法可以得到分离器内部详细的压力､速度分布,对问题全面分析提供帮助｡

采用数值模拟的方法对660WM超临界循环流化床锅炉大型旋风分离器进行研究｡排气管是旋风分离器气体排出管道,直接影响向下外螺旋区与向上内螺旋区的分界,而向下外螺旋区是气固分离的主要区域,所以排气管结构对旋风分离器内气固分离有着重要意义｡排气管直径会直接影响向下的外螺旋区与向上的内螺旋区分界;排气管插入深度会影响径向速度分布,径向速度过大会产生“短路流”,降低分离效率;排气管偏斜,有助于减少涡旋区,改善流场,减少阻力,本文从排气管的直径､排气管插入深度､排气管偏斜选取这三个方面进行研究｡

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旋风分离器数值模拟

1.1 物理模型构造及模拟结构的选择

统计旋风分离器各部分初设尺寸,确定旋风分离器结构,具体结构如图1所示,结构初设尺寸如表1所示｡

为了方便研究排气管直径变化对旋风分离器的影响,引入相对直径比:

式中:De———排气管管径,m;

D———圆柱分离段直径,m｡

排气管直径太大会使分离效率急剧降低,而太小会使总压差急剧上升,一般排气管相对直径比选取0.5,对于压差要求不大的可进一步缩小排气管直径来提高分离效率｡选取模拟直径范围2.55m~4.25m,模拟尺寸选取2.55m~4.25m范围内典型尺寸2.55m､2.975m､3.4m､3.825m､4.25m,分别对应相对直径比0.3､0.35､0.4､0.45､0.5,其中4.25m是初设值｡

插入深度为3.6m,8.5m,10.1m分别对应排气管的底端在进气管底板以上,与进气管底板持平,在进气管底板以下这三种典型结构｡选取这三个典型插入深度进行模拟,其中插入深度3.6m为初设值｡

排气管向涡旋区适量偏离,可以优化流场｡旋风分离器初设排气管不进行偏置布置,为提高分离效率,降低总压差,对初设排气管结构进行设计优化｡据文献,90°~180°方向紧靠排气管外壁会形成离体漩涡区｡在偏置0°~180°方向之间选取典型偏置方向0°,45°,90°,145°,180°进行研究｡

模拟尺寸选取汇总表如表2所示｡

1.2 网格划分

使用网格划分软件对构建好的个体进行网格划分,将旋分分离器分成3个子区域,分别是进气管段,排气管段和其他区域｡分别对3个子区域进行网格划分｡经过网格无关性检验,最终选取201287个网格个体的模型｡具体网格划分如图2所示｡

其中进气管段与圆柱分离段连接处含有尖端易产生质量较差网格｡先采用“撒种子”方法将进气管段上表面进行划分,然后采用cooper方法对进气管段进行网格划分,剩下的圆柱体段,圆锥体段都是规则几何体,可以直接采用cooper方式进行划分,最终生成高质量网格｡图3为进气管段与圆柱体段连接处网格｡

1.3 湍流模型的选取

旋风分离器流体为强旋湍流,湍流模型有k-ε模型,RNG模型和RSM模型｡k-ε模型是基于同向性假设,这与旋风分离器的强旋性质不符,RNG模型虽然加入了时均应变率,但仍基于同向性假设,还是不能符合旋风分离器的强旋性质｡RSM模型抛弃了各向同性假设,在模拟各向异性湍流方面有显著优势,许多学者采用RSM模型对旋风分离器进行研究并得到了与实际情况相近的结果,所以采用RSM湍流模型来进行模拟｡表3为RSM模型控制方程组｡

1.4 差分格式及算法选取

常用的差分格式有一阶差分格式,二阶差分格式和QUICK差分格式｡一阶差分格式只有一阶精度的截差,优点在于易于收敛,但是扩散项大,误差较大;二阶差分格式在一阶差分格式基础上优化了精度截差,使模拟更加接近现实但是仍有一定的假扩散;QUICK差分格式不仅保留了稳定性而且具有更高的精度截差,假扩散被进一步减小,为提高模拟准确性采用QUICK差分格式｡PRESTO压力插补格式适用于高速旋转流动,符合旋风分离器内流体高旋流动的特点,所以采用PRESTO压力插补格式｡SIM-PLEC耦合方式是在SIMPLE耦合方式基础上进行优化,对于许多问题SIMPLEC耦合方式可以快速得到收敛解,所以采用SIMPLEC压力速度耦合方式｡

1.5 两相流模型选取择

气相湍流流动会对颗粒相产生影响,同样,颗粒相反过来也会对气相产生影响,但是颗粒之间的相互作用可以忽略不计,所以采用相间耦合的随机轨道模型来模拟分离器颗粒运动｡颗粒在分离器中主要受重力作用和拽力作用,不考虑其他力｡颗粒相在拉格朗日坐标系下的运动方程如式(2)､式(3):

1.6边界条件设置

设旋风分离器内物质为空气,温度为900℃,气体密度为0.301kg/m3,黏度μ=4.67×10-3Pa·s,并对边界条件进行设置｡

(1)进口:速度进口(velocityinlet),大小为20m/s;

(2)出口:自由出流(outflow),流量为1;

(3)颗粒捕集口:壁面(wall),在加入颗粒时设置为trap类型;

(4)壁面:标准壁面函数,无滑移壁面｡

分级效率是评价旋风分离器分离性能的一个重要指标之一｡分级效率是指某给定粒径颗粒的分离效率,与进气口颗粒粒径,浓度无关,因此可以看出,用分级效率评价旋风分离器性能更具有意义,不考虑操作条件,单独考虑旋风分离器总效率是无意义的｡因为旋风分离器对大颗粒几乎可以完全分离,关键在于对小颗粒的分离,所以主要对小颗粒进行模拟,颗粒直径服从Rosin-Rammler分布,颗粒粒径0.05mm~0.1mm,平均粒径0.075mm,从颗粒质量流中任意选取2000个颗粒来计算分级效率｡颗粒初始喷入位置是进气口平面,颗粒速度与进气口空气速度相同｡颗粒在分离器中随气流做高旋流动,大颗粒在离心力作用下被甩出,经多次碰撞壁面后落入排尘口平面,认为颗粒被捕集;小颗粒随气相流体流动,被携带从排气管排出,认为颗粒逃逸｡设进入旋风分离器颗粒数为n,被捕捉数为ni,分级效率通过式(5)计算:

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数值模拟结果与分析

2.1 排气管直径对旋风分离器的影响

模拟排气管直径2.55m､2.975m､3.4m､3.825m､4.25m,分别对应相对直径比0.3､0.35､0.4､0.45､0.5这5种典型结构｡

图4为不同直径x=0截面速度等值线分布图｡

通过数值模拟得到各个直径下总压差变化曲线图5｡

从图5可知｡排气管直径增大,总压差随之降低,直径从2.55m增加到2.975m,压差降低12.1%;从2.975m增加到3.4m,压差降低7.60%;从3.4m增加到3.825m,压差降低7.43%;从3.825m到4.25m,压差降低5.32%,变化幅度逐渐趋于平缓｡

分析图4,图5可知,排气管直径增大,会导致分离器内高旋湍流速度降低,减弱了流体内部以及流体与排气管壁面和分离器内壁面的摩擦｡同时排气管直径的增大可以有效减弱排气管底端入口径缩效应｡最终使总压差降低,能耗减少｡

通过模拟得到各个直径下分级效率变化曲线图6

从图6中可以看出,排气管直径增大,分级效率先增后减,但是总体变化幅度不超过2.5%｡分析图4,图6发现旋风分离器分级效率最主要是受切向速度影响,排气管直径的增大会导致切向速度的降低｡直径在2.55m~3.4m之间变化时,向上内螺旋区域和向下外螺旋区域变化不大,不影响气固分离;但排气管直径增大,排气管底部区域轴向速度会减少,减弱“短路流”的影响,使分级效率得到提升｡排气管直径在3.4m~4.25m之间变化时,排气管直径的增大会压缩向下外螺旋区域｡向下外螺旋区域是气固分离的主要区域,分离区域被压缩导致分级效率降低｡虽然排气管直径增大会进一步降低轴向速度,这对减弱“短路流”是有利的,但是排气管直径的增加,也会加剧旋风分离器分离区域的“甩尾”现象,导致颗粒返混,降低分级效率并且加剧锥形壁面的磨损｡综合影响下,分级效率降低｡

2.2 排气管插入深度对旋风分离器的影响

对排气管插入深度为3.6m､8.5m和10.1m的情况进行模拟｡

图7为不同插入深度的结构简图｡

图8为不同插入深度x=0截面速度等值线分布图｡

经模拟得到不同插入深度下的总压差变化折线图9｡

从图9可以看出,随着插入深度的增加,压差快速地升高,插入深度8.5m比3.6m压差增加42.93%;插入深度10.1m比8.5m压差增加66.39%｡分析图8,图9可知这主要是因为排气管插入深度提高,加大了流体与排气管壁面的接触面积从而加大摩擦,流体能量损失增加,流速降低｡而总压=静压+动压｡流体流速的减小,总压中动压部分减小,使出口总压减小,在入口总压不变条件下,最终总压差增大｡

通过模拟得到不同插入深度的旋风分离器分级效率变化折线图10｡

从图10可以看出,插入深度越大,分级效率越大｡分析图8,图10可知,这是因为进入旋风分离器的部分气流会直接沿壁面向上流动,到达顶端后继续贴壁流动,汇聚到排气管底部四周后,紧贴排气管内壁而不经过旋风分离器圆柱体段和锥体段部分直接从排气管流出｡颗粒相中一些容易被气流携带的小颗粒就会直接从排气管排出,造成“短路流”,降低分级效率｡而插入深度增加,排气管贴壁速度减小,减弱“短路流”影响,提高分级效率｡

2.3 排气管偏心对旋风分离器的影响

模拟计算了排气管沿着0°､45°､90°､135°及180°五个偏置方向的总压差和分级效率｡为了便于分析,引入相对偏心距｡

式中:Δx———排气管偏心的距离,mm;

R———圆柱段的半径,mm;

r———排气管的半径,mm｡

相对偏心距设为定值10%(偏心距0.425m)｡图11为不偏置和偏于180°方向的示意图｡

图12为不同偏置方向z=18截面的速度分布等值线图｡

通过模拟得到不同偏置方向的总压差变化曲线图13｡

从图13中可以看出,当偏置方向角度增加时,总压差先增后减,在偏置于90°方向时达到最大值,比初设结构增加了17.48%｡在偏置方向180°时压差最小,比初设结构减少了5.32%｡

通过模拟得到不同偏置方向分级效率变化曲线图14｡

从图14中可以看出,偏置于180°方向时分级效率最高,达到77.78%｡分析图12,图14可知这是由向心力导致的,因为排气管偏置于180°方向时,正好是速度进口切向方向,切向速度阻力小,可以一直保持较高速度｡流体切向速度对颗粒分离起到最主要作用,流体切向速度的高速性,保证了颗粒相可以被有效地分离｡

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综合性评价及结构优化

总压差(Δp)和分级效率(η)是评价旋风分离器重要指标,总压差Δp代表了旋风分离器能耗的多少,分级效率η代表了旋风分离器分离固体颗粒能力,评价旋风分离器的性能必须将两者都考虑进去｡而压降Δp与阻力系数ξ关系如式(7)所示:

式中:ui———进口气流的速度,m/s;     

ρg———气体密度,kg/m｡

阻力系数ξ可以用来表示能耗的相对大小｡引进综合性因素Y=η/ξ,因为旋风分离器分级效率越高越好,而能耗越少越好,所以Y最大结构最优｡使用综合性因素Y对某电厂排气管结构进行设计优化｡表4为不同直径的综合性因素计算表｡

从表4中可以看出,直径为4.25m时,Y=3.17最大｡

表5为不同插入深度的综合性因素计算表｡

从表5中可以看出,插入深度为3.6m时,Y=3.17最大｡

表6为不同偏置方向的综合性因素计算表｡

从表6中可以看出,偏置方向为180°时,Y=3.38最大,为了进一步提高分离器效率,降低能量损失,某电厂旋风分离器排气管可以偏置方向为180°布置｡

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结语

通过数值模拟的方法对某电厂660MW超临界循环流化床旋风分离器排气管直径,插入深度,偏置方向进行研究并得到这三种结构变化对分离器压差和分级效率的影响规律｡引进分析综合因素Y=η/ξ,对某电厂分离器排气管结构进行了评价和设计优化｡得到了以下

结论:

(1)随着排气管直径的增大,总压差逐渐减小,但幅度越来越小,直径4.25m时,压差最小为1461.65Pa｡而分级效率是先增加后减小,直径为3.4m时最大,达到79.4%,但是整体变化幅度较小,不超过2.5%｡

(2)插入深度越小,总压差越小,插入深度3.6m时,总压差最小为1461.65Pa｡而对于分级效率,插入深度越大,分级效率越高,插入深度10.1m时,分级效率最高为82.6%｡

(3)偏置方向在0°~180°变化时,偏置方向的角度增加,压差先增后减,90°时最大,达到1717.09Pa｡对于分级效率,偏置方向的角度越大,效率越大,180°时,达到77.78%｡

(4)通过引进综合因素Y=η/ξ来评价优化排气管初设结构｡某电厂旋风分离器排气管直径4.25m,插入深度3.6m的设计是合理的｡为进一步提高性能,排气管可以偏置于180°方向布置｡

文献信息

赵立正,原奇鑫,康志忠,郭永红,孙保民. 超临界循环流化床旋风分离器结构优化数值模拟[J]. 锅炉技术,2016,03:31-37+44.

来源：循环流化床发电