基于空氣深度分級燃燒的循環流化床旋風分離器改造數值模擬

薛現恒，于英利，韓 義，高正平，孫世超，段倫博

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基于空氣深度分級燃燒的循環流化床旋風分離器改造數值模擬

薛現恒1，于英利2，韓 義2，高正平2，孫世超1，段倫博1

（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）

基于空氣深度分級NOx減排原理，將旋風分離器的中心筒改為套筒形式，在套筒內通入頂部風作為補燃風，并模擬研究了頂部風通入后對旋風分離器分離效率的影響。結果表明：頂部風通入之后，進出口壓差上升；在最佳頂部風速下，對于粒徑小于1.5 μm的顆粒，旋風分離器分離效率最多可上升10%左右；套筒插入深度由10 mm增至45 mm，顆粒分離效率先上升后下降，最佳頂部風速由30 m/s降低至10~20 m/s；減小套筒尺寸至1 mm可使進出口壓差降低57%左右，且套筒尺寸的變化對最佳頂部風速影響不大，可保持在10~20 m/s。

循環流化床；分級燃燒；旋風分離器；套筒；分離效率；頂部風；數值模擬

氮氧化物（NO）是燃煤過程中產生的主要污染物之一[1]。隨著國家環保標準的提高，超低排放對循環流化床鍋爐NO減排技術提出了更高的要求。常用的脫硝技術中，選擇性催化還原（SCR）脫硝技術具有占地面積小，改造成本低等優勢，但是也有脫硝效率較低，且在實際運行中存在氨逃逸高等問題。而選擇性非催化還原（SNCR）脫硝技術與燃燒側控制策略配合，以降低NO排放量，可有效提升脫硝效率。燃燒側控制策略具有降低NO排放量、成本較低等優點。

空氣分級燃燒是通過將燃燒所需空氣分兩級或多級送入爐膛，從而控制燃燒側NO生成的技術。空氣分級燃燒技術首先將理論空氣的70%~80%作為一次風送入主燃燒區域，使燃料在缺氧條件下燃燒，導致燃燒速度和燃燒溫度降低，從而降低NO的生成量[2–3]。同時，未燃碳和燃料中釋放的含氮中間產物NH3、HCN等可與NO反應，極大地促進了爐內NO的還原。剩余空氣則作為二次風由爐膛上部或者其他位置通入，形成富氧區，使燃料完全燃燒。

深度分級燃燒方法即在爐膛出口后補入部分二次風，促使整個爐膛上升段都處于貧氧氣氛。深度分級燃燒示意如圖1所示。旋風分離器布置在爐膛后，為補燃區域，且旋風分離器中心筒頂部通入的空氣還可以降低中心筒溫度，形成保護風促進旋風分離器的安全運行。

圖1 深度分級燃燒示意

通過數值模擬對旋風分離器的性能進行研究是一種簡單有效的方法。上世紀90年代Boyan等人[4]使用-模型和雷諾應力模型（RSM）對旋風分離器進行計算并與實驗結果進行對比，結果發現RSM模型計算結果更為準確。1996年林瑋等[5]將RSM模型簡化為代數應力模型（ASM）對旋風分離器進行了數值計算，發現ASM模型在一定程度上可以提升計算速度，但是精準度有所降低。2000年Slack等人[6]使用大渦模擬對旋風分離器進行計算，發現計算結果精準度有所提升。但大渦模擬所需計算資源過大，不適用于本次計算，因而本文選擇了計算相對精準的雷諾應力模型。此外，許多學者也使用RSM模型對旋風分離器進行了模擬研究[7–12]。

Raoufi等人[7]以文獻[8]的實驗模型為研究對象進行了模擬，發現減小中心筒低端擴散角會擴大旋風分離器內部低壓區域，使得分離效率降低。黃中 等[9]的模擬結果表明，隨著中心筒直徑的減小，旋風分離器進出口壓差增加，且分離效率有所上升。此外，Pei等人[10]在某臺旋風分離器的中心筒內加入薄片，模擬研究發現薄片加入之后，旋風分離器進出口壓差降低16%，分離效率上升0.64%。可見，中心筒尺寸和結構的變化均會對旋風分離器性能產生影響。

此外，近年還有很多學者對旋風分離器中心筒提出了較多的改造方法。Xu等人[11]在中心筒內加入旋流溝槽，發現粒徑1~5mm顆粒的分離效率有較好提升，尤其對于粒徑約3mm的顆粒，其分離效率可提升約20%，但在實際應用中這種改進實施起來較為復雜困難，且容易發生堵塞失效。Marek等人[12]在旋風分離器集塵口附近添加三角形防混錐，模擬發現防混錐的存在最高可使分離效率提升9%，但是該方法容易導致集塵口發生堵塞。以上幾種旋風分離器中心筒改進方法均有一定的局限性，不適合應用于大型鍋爐。

本文基于深度分級燃燒技術將旋風分離器中心筒改為套筒形式，這種結構改進方法主要是利用頂部風，來減少出流煙氣攜帶的顆粒量并削弱短路流對旋風分離器分離效率的影響。本文主要通過改變套筒頂部風入口速度和套筒尺寸，模擬得到這兩種因素對旋風分離器分離效率和進出口壓差的影響規律，從而指導優化空氣分級 燃燒技術。

1 研究方法

本文選取文獻[8]旋風分離器為研究對象。首先利用SOLIDWORKS軟件對旋風分離器進行建模，然后使用ICEM軟件對其進行網格劃分，總網格數約24萬。圖2和圖3為改進前后旋風分離器結構及網格。改進后套筒尺寸見表1，模擬工況見表2。

圖2 改進前旋風分離器結構及網格

圖3 改進后旋風分離器結構及網格

表1 旋風分離器結構尺寸

Tab.1 The size of the cyclone separator mm

表2 模擬工況

Tab.2 The simulated conditions

旋風分離器內流場選用雷諾應力模型進行計算，采用速度入口和完全出流出口，將旋風分離器底端也設置為壁面，所有壁面均設置為絕熱。對于顆粒相采用歐拉-拉格朗日方法，并利用離散顆粒模型進行計算，出口設置為escape，底端壁面設置為trap，壁面設置為reflect，彈性系數為1。模型求解采用二階迎風方程計算。

2 模擬結果與分析

本文基于Lim等人[8]的實驗數據和Raoufi等人[7]對此旋風分離器的部分模擬結果，對旋風分離器結構進行了優化及模擬分析。

2.1 模型驗證

圖4為旋風分離器套筒插入深度為45 mm時的進出口壓差模擬結果與Raoufi[7]的模擬結果、Lim[8]的實驗結果對比。由圖4可見，本文模擬所得旋風分離器進出口壓差相對于實驗結果誤差均小于10%，尤其當旋風分離器入口流量為30 L/min時，進出口壓差誤差僅為2%，認為本文模擬工況設置較為合理。

圖4 旋風分離器進出口壓差模擬結果與Raoufi模擬結果、Lim實驗結果對比

圖5為旋風分離器分離效率模擬結果與Raoufi[7]模擬結果、Lim[8]實驗結果對比。由圖5可以看出：本文模擬結果能較好地反映分離效率的變化趨勢；同時對于粒徑小于1.5mm的微小顆粒模擬精度較高，適合研究改進后的旋風分離器能否提高對微小顆粒的分離效率，因而認為本文模型及網格劃分可滿足模擬要求。

圖5 旋風分離器分離效率模擬結果與Raoufi模擬結果、Lim實驗結果對比

2.2 進出口壓差

圖6為模擬得到的不同套筒插入深度下旋風分離器進出口壓差與入口流速關系。由圖6可以發現，隨著入口流速的增大，壓差上升，這與Ficici[13]的研究結果一致。這是由于隨著套筒插入深度的增加，入口段的環形流動區域增大，導致煙氣由套筒排出的進出口總壓差上升。

圖6 不同內筒插入深度下壓差與入口流速關系

圖7為入口流量為30 L/min時，3種套筒插入深度下頂部風風速對進出口壓差的影響。由圖7可見，隨著頂部風風速的增加，壓差大幅度上升，尤其在頂部風風速為30 m/s時，3種套筒插入深度的進出口壓差均達到2 000 Pa以上。這可能是由于套筒尺寸過大所致，故優化了套筒尺寸。

圖7 3種套筒插入深度下頂部風風速對進出口壓差的影響

套筒尺寸優化后，在入口流量30 L/min下模擬進出口壓差，結果如圖8所示。由圖8可見，減小套筒尺寸可有效降低旋風分離器進出口壓差。這可能是由于套筒尺寸減小后，在相同頂部風速下，通入的風量降低，從而由套筒流出的煙氣量減小，降低了進出口壓差。因此，選取合適的套筒尺寸有助于降低旋風分離器進出口壓差，減少能耗。

圖8 套筒尺寸對進出口壓差的影響

2.3 分離效率

旋風分離器入口流量均為30 L/min，套筒插入深度分別為10、25、45 mm時分離效率模擬結果如圖9所示。

圖9 套筒尺寸減小后套筒插入深度分別為10、25、45 mm時分離效率模擬結果

由圖9a)可見，套筒插入深度為10 mm時，隨著頂部風風速的增加分離效率上升，尤其對于粒徑小于1.5 μm的微小顆粒分離效率上升幅度較大，最佳頂部風風速為30 m/s。這是由于通入頂部風可以較好地形成一層向下的風幕，會在一定程度上阻斷短路流的發生，且頂部風會對煙氣出流方向產生影響，使得其方向發生一定的改變，而向上運動的煙氣所攜帶的顆粒中微小顆粒占比很大，所以通入頂部風對微小顆粒的分離效率影響較大。

由圖9b)、圖9c)可見：套筒插入深度分別為25、45 mm時，通入頂部風后，分離效率上升明顯，尤其是微小顆粒分離效率均上升10%以上；套筒插入深度為25 mm時最佳頂部風風速約25 m/s，套筒插入深度為45 mm時最佳頂部風風速為10~20 m/s。進一步分析發現，隨著套筒插入深度的增加，最佳頂部風風速降低。這是由于若頂部風風速過大，會使得風幕過高，相當于增加了套筒的插入深度，這一方面會增強旋風分離器底部的擾流作用，不利于底部集塵口對顆粒的捕集；另一方面會使套筒靠近旋風分離器，錐體部分顆粒質量濃度高，容易導致顆粒直接進入套筒逃逸，降低分離效率。

圖10為不同套筒尺寸下分離效率模擬結果。

由圖10可知：2－1=1.0 mm即套筒間距為0.50 mm時，通入頂部風依然能有效提升旋風分離器的分離效率，相比2–1=2 mm時的模擬結果，最佳頂部風風速相近，均在10~20 m/s間，但分離效率有所降低，2–1=0.5 mm即套筒間距為0.25 mm時，頂部風通入之后，分離效率上升較為明顯，其最佳頂部風風速也在10~20 m/s之間。可見，在套筒中通入頂部風可有效提升顆粒尤其是粒徑<1.5mm顆粒的分離效率，且改變套筒尺寸并不會對最佳頂部風風速有較大影響。

圖11為3種套筒插入深度旋風分離器在3種入口流量下的分離效率模擬結果。由圖11可見：分離效率隨入口流量的增加而上升，這與Ghadirian 等人[14–15]的研究結論一致；當入口流量大于30 L/min時，隨著套筒插入深度的增加，分離效率先上升后下降，這與陳俊冬等[16]的研究結果一致。

圖11 不同套筒深度及入口流速下分離效率模擬結果

2.4 切向速度分布

旋風分離器分離顆粒主要是依靠氣體將顆粒甩向壁面，從而達到顆粒分離的目的，因而顆粒切向速度是其重要因素。本文對旋風分離器內部顆粒切向速度分布進行了模擬。圖12為套筒插入深度分別為10、25、45 mm，在不同頂部風風速下沿軸正方向截面的切向速度分布模擬結果。

圖12 沿Z軸正方向截面切向速度分布模擬結果

由圖12可見：旋風分離器內部切向速度分布整體呈“S”形，沿軸對稱性較好，這與Huang等人[17]、Kashani等人[18]的研究結論一致；且靠近壁面處切向速度較大，這樣有利于顆粒被加速甩向壁面，促進顆粒分離，提高分離效率[19]；隨著頂部風的通入，切向速度分布變化不大，但當頂部風風速大于20 m/s時，貼近壁面處切向速度大于未通入頂部風時的情況；不同套筒插入深度下均存在最佳頂部風風速，使得切向速度達到最大，分離效率最高。

圖13為旋風分離器改造前在3種套筒插入深度、2種入口流量下內部切向速度分布模擬結果。

圖13 旋分器原型內部切向速度分布模擬結果

由圖13可見：旋風分離器內部切向速度隨入口流量的增加而增大，與分離效率隨入口流量的增加而上升趨勢一致；隨套筒插入深度增加，切向速度先增大后減小，這亦與分離效率隨套筒插入深度的變化趨勢一致。

2.5 速度矢量分布

為45 mm時，2－1=0、2 mm 2種套筒尺寸下旋風分離器套筒底部附近局部速度矢量分布模擬結果如圖14所示。由圖14可見：無套筒時除中心處流出煙氣之外，亦存在部分短路流直接流出，導致顆粒逃逸量增多；2－1=2 mm套筒尺寸下，頂部風風速為15 m/s和30 m/s時，在套筒下端形成一段“風幕”，可有效減少短路流的發生。此外，頂部風的通入也會影響套筒下端附近流出煙氣的運動，改變部分煙氣運動方向，產生向下的循環煙氣，從而有利于減少流出煙氣所攜帶的顆粒量，在一定程度上提升分離效率。

圖14 2種套筒尺寸下旋風分離器套筒底部附近局部速度矢量分布

3 結 論

1）中心筒增加套筒結構后的旋風分離器分離效率升高，尤其對粒徑小于1.5mm的微小顆粒分離效率最多可上升10%左右。套筒插入深度由10 mm增至45 mm之后，最佳頂部風速由30 m/s降低至10~20 m/s，分離效率呈先增大再減小的趨勢。

2）旋風分離器分離效率隨著入口流量的增加而上升，切向速度是其重要的影響因素，壁面處切向速度越大，越有利于顆粒甩向壁面從而實現顆粒的分離，提高分離效率。套筒內通入頂部風，可有效減少流出煙氣攜帶的顆粒量并削弱短路流對旋風分離器分離效率的影響。

3）套筒插入深度為45 mm時，套筒2－1尺寸減小至1.0 mm可使進出口壓差降至57%左右。套筒尺寸的變化對最佳頂部風速的影響不大。旋風分離器中心筒增加套筒結構的改造施工簡單、運行安全，且對旋風分離器性能具有一定的優化作用，能為工業應用提供一定的指導作用。

［1］ XU X C , CHEN C H , QI H Y , et al. Development of coal combustion pollution control for SO2and NOin China[J]. Fuel Processing Technology, 2000, 62(2/3): 153-160.

［2］ 張超, 張冰, 魯光武, 等. 300 MW機組鍋爐空氣分級燃燒改造[J]. 熱力發電, 2014, 43(2): 125-128.ZHANG Chao, ZHANG Bing, LU Guangwu, et al. Staging combustion retrofitting for a 300 MW unit coal-fired boiler[J]. Thermal Power Generation, 2014, 43(2): 125-128.

［3］ 李芳芹, 魏敦崧, 馬京程, 等. 燃煤鍋爐空氣分級燃燒降低NO排放的數值模擬[J]. 燃料化學學報, 2004, 32(5): 537-541. LI Fangqin, WEI Dunsong, MA Jingcheng, et al. Numerical simulation of NOemission reduction by air stage combustion in coal-fired boilers[J]. Journal of Fuel Chemistry and Technology, 2004, 32(5): 537-541.

［4］ EWAN B C, SWITHENBANK J. Fundamental study of three-dimensional two phase flow in combustion systems[R]. Sheffield UNIV (Unite Kingdom) Department of Chemical Engineering and Fuel Technology, 1982.

［5］ 林瑋, 王乃寧. 用應力模型計算旋風分離器的流場[J]. 上海理工大學學報, 1996(3): 7-12. LIN Wei, WANG Naining. The flow field of cyclone separator was calculated by stress model[J]. Journal of Shanghai University of Science and Technology, 1996(3): 7-12.

［6］ SLACK M D, PRASAD R O, BAKKER A, et al. Advancesin cyclone modelling using unstructured grids[J]. ChemicalEngineering Research & Design, 2000, 78(8): 1098-1104.

［7］ RAOUFI A, SHAMS M, FARZANEH M, et al. Numerical simulation and optimization of fluid flow in cyclone vortex finder[J]. Chemical Engineering & Processing: Process Intensification, 2008, 47(1): 128-137.

［8］ LIM K S, KIM H S, LEE K W. Characteristics of the collection efficiency for a cyclone with different vortex finder shapes[J]. Journal of Aerosol Science, 2004, 35(6): 743-754.

［9］ 黃中, 孫獻斌, 時正海, 等. 循環流化床鍋爐旋風分離器數值模擬及改造[J]. 熱力發電, 2008, 37(6): 38-41. HUANG Zhong, SUN Xianbin, SHI Zhenghai, et al. Numerical simulation and modification of cyclone separator for circulating fluidized bed boiler[J]. Thermal Power Generation, 2008, 37(6): 38-41.

［10］ PEI B, YANG L, DONG K, et al. The effect of cross-shaped vortex finder on the performance of cyclone separator[J]. Powder Technology, 2017, 313: 135-144.

［11］ XU W, LI Q, WANG J, et al. Performance evaluation of a new cyclone separator: Part II simulation results[J]. Separation and Purification Technology, 2016, 160: 112-116.

［12］ WASILEWSKI M. Analysis of the effect of counter-cone location on cyclone separator efficiency[J]. Separation and Purification Technology, 2017, 179: 236-247.

［13］ FICICI F, ARI V. The influence of diameter of vortex finder on cyclone collection efficiency[J]. Environmental Progress & Sustainable Energy, 2015, 34(3): 669-673.

［14］ GHADIRIAN M, AFACAN A. A Study of the hydrocyclone for the separation of light and heavy particles in aqueous slurry[J]. The Canadian Journal of Chemical Engineering, 2015, 93(9): 1667-1677.

［15］ GIMBUN J, THOMAS S Y, FAKHRU’L-RAZI A， et al. Prediction of the effect of dimension, particle density, temperature, and inlet velocity on cyclone collection efficiency[J]. Jurnal Teknologi, 2004, 40(F): 37-50.

［16］ 陳俊冬, 宋金倉, 曾川, 等. 旋風分離器分離性能的數值模擬與分析[J]. 化工進展, 2016, 35(5): 1360-1365. CHEN Jundong, SONG Jincang, ZENG Chuan, et al. Numerical simulation and analysis on separation performance ofcyclone separator[J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2016, 35(5): 1360-1365.

［17］ HUANG A N , ITO K , FUKASAWA T, et al. Effects of particle mass loading on the hydrodynamics and separation efficiency of a cyclone separator[J]. Journal of the Taiwan Institute of Chemical Engineers, 2018, 9: 61-67.

［18］ KASHANI E, MOHEBBI A, HEIDARI M G. CFD simulation of the preheater cyclone of a cement plant and the optimization of its performance using a combination of the design of experiments and multi-gene genetic programming[J]. Powder Technology, 2018, 3: 430-441.

［19］ BRAR L S, SHARMA R P, DWIVEDI R. Effect of vortex finder diameter on flow field and collection efficiency of cyclone separators[J]. Particulate Science & Technology, 2015, 33(1): 34-40.

Numerical simulation on retrofitting of cyclone separator of a circulating fluidized bed applying deep air-staging combustion

XUE Xianheng1, YU Yingli2, HAN Yi2, GAO Zhengping2, SUN Shichao1, DUAN Lunbo1

(1. Key Laboratory of Energy Thermal Conversion and Control, Ministry of Education, Southeast University, Nanjing 210096, China; 2. Inner Mongolia Electric Power Research Institute Branch, Inner Monglia Elrctric Power (Group) Co., Ltd., Huhhot 010020, China)

Based on NOxemission reduction principle using deep air staging combustion technology, the center cylinder of a cyclone separator is changed into sleeve form, and the ‘top wind’ is introduced into the top of the sleeve as supplemental air, which is to reduce the NOx emission. The effect of the ‘top wind’ on separation efficiency of the cyclone separator is investigated. The results show that, by introducing the ‘top wind’, the pressure drop of the cyclone increases. At the optimum speed of the ‘top wind’, the separation efficiency of the particles with size smaller than 1.5 μm can be increased by about 10%. When the insertion depth of the sleeve (vortex finder) is increased from 10 mm to 45 mm, the particle separation efficiency increases at first and then decreases, and the optimum top wind speed decreases from 30 m/s to 10/20 m/s. When the size of the sleeve (vortex finder) is reduced to 1 mm, the pressure drop between the inlet and the outlet decreases by about 57%, and the optimum speed of the top wind is still kept at 10~20 m/s.

circulating fluidized bed, staged combustion, cyclone separator, vortex finder, separation efficiency, top wind, numerical simulation

National Key Research and Development Program (2018YFB0605301)

薛現恒(1994—)，男，碩士研究生，主要研究方向為選擇性非催化還原脫硝技術，635839291@qq.com。

TK229

A

10.19666/j.rlfd.201901009

薛現恒, 于英利, 韓義, 等. 基于空氣深度分級燃燒的循環流化床旋風分離器改造數值模擬[J]. 熱力發電, 2019, 48(6): 58-64. XUE Xianheng, YU Yingli, HAN Yi, et al. Numerical simulation on retrofitting of cyclone separator of a circulating fluidized bed applying deep air-staging combustion[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(6): 58-64.

2019-01-26

國家重點研發計劃項目(2018YFB0605301)

段倫博(1982—)，男，博士，教授，duanlunbo@seu.edu.cn。

（責任編輯 楊嘉蕾）