入口收缩角度对旋风分离器分离性能的影响

杜慧娟，王川保，马红和，崔志刚，王晓炜，马素霞

（1.太原理工大学电气与动力工程学院，山西 太原 030024；2.晋能电力集团有限公司嘉节燃气热电分公司，山西 太原 030032；3.太原锅炉集团有限公司，山西 太原 030008）

在循环流化床（CFB）锅炉中，旋风分离器的分离性能对整个CFB 机组的运行影响较大。旋风分离器分离性能的影响因素有很多，入口结构形状是重要影响因素之一。蒲舸等[1]和李强等[2]对采用渐缩型入口的旋风分离器与常规型入口的旋风分离器的分离性能进行了数值模拟研究，结果表明，渐缩型入口对气固两相流有明显的加速作用，这对于提高旋风分离器的分离性能有着重要意义。但是对于入口收缩角度对旋风分离器的内流场和分离性能的影响规律尚缺乏定量化研究。

目前，对于旋风分离器分离性能的研究方法主要有实验法和数值模拟法2 种。其中，由于数值模拟法能在较短的时间内预测流场[3]，这弥补了实验法存在的试验周期长和工作量大等不足之处，因此应用较为广泛。本文对5 种不同入口收缩角度的旋风分离器的气相流场及分离性能进行数值模拟研究，分析不同入口收缩角度对旋风分离器的切向速度、轴向速度、压力场、压降及分离效率的影响规律，得到优化值，为旋风分离器的优化设计提供理论依据。

1 旋风分离器数值模拟

1.1 几何模型和网格划分

本文以临清三和280 t/h 全尺寸CFB 锅炉的旋风分离器为研究对象，利用Gambit 软件1:1 建模并划分网格，具体结构和网格划分如图1所示。旋风分离器进口高度a为4 970 mm，进口宽度b为 2 080 mm，排气管直径De为2 310 mm，排气管插入深度S为1 735 mm，筒体直径D为6 000 mm，筒体高度Ht为7 500 mm，锥体高度He为8 063.5 mm，排尘口直径B为760 mm，收缩角度α为进口内 侧边与水平方向的夹角。本文对α分别为14°、20°、25°、30°、34°的5 种旋风分离器的流场及分离性能进行研究。坐标原点的位置为排尘口的中心，分离器中心线向上的方向为Z轴正方向。基于旋风分离器的结构特点，先分块，再划分网格。考虑到近壁面处的流体流动具有复杂性[4]，对网格进行加密处理。

图1 旋风分离器结构和网格划分Fig.1 The structure and mesh generation of the cyclone separator

本文通过计算3种不同网格数目的旋风分离器的压降值来进行网格无关化验证，结果见表1。由表1可见，随着网格数目的增加，旋风分离器压降的模拟值与实际测试值（1 500 Pa，由太原锅炉集团有限公司提供）的误差分别是2.10%、1.80%和1.86%。

表1 网格数目不同时压降模拟值与实际测试值对比Tab.1 The simulated and actually measured pressure drop at different grid numbers

1.2 气相湍流模型的选取

已有的研究表明，对于旋风分离器气相流场的模拟，雷诺应力模型（RSM）由于其完全地舍弃了基于各向同性涡黏性的Boussinesq 假设[5]，已被广泛地应用于旋风分离器气相流场的模拟，因此，本文选用RSM。雷诺应力方程各分量的输送方程为

式中：DT,ij为湍动扩散项；DL,ij为分子黏性扩散项；Pij为应力产生项；Gij为浮力产生项；为压力应变项；Fij为系统旋转产生项；为黏性耗散项；Suser为用户自定义源项；下标i、j、k为通用坐标方向。

1.3 气固两相流模型的选取

对于气固两相流的模拟，主要有离散相模型（DPM）和欧拉双流体模型2 种[5]。由于本文入口颗粒质量浓度为实际工况下（入口温度为880 ℃，压力为‒100 Pa）的0.511 kg/m3，此时，需要考虑颗粒与颗粒之间的作用。因此，本文选用适用于颗粒质量浓度较高情况下的欧拉双流体模型[6]。

在气固两相流模拟中，还需要考虑曳力模型的选取。王振波等[7]基于欧拉双流体模型对Gidaspow、Wen&Yu 和Syamlal-O’Brien 这3 种曳力模型对旋流反应器内颗粒速度特性等的影响进行了数值模拟研究。模拟计算结果与实验结果进行对比后发现，Gidaspow 模型吻合度最好。吴灵辉[8]在直筒型旋风分离器分离性能的模拟计算中也采用了Gidaspow 模型。因此，本文的曳力模型选择Gidaspow 模型。

1.4 计算介质及边界条件

气相为烟气，烟气温度为分离器实际进口温度880 ℃，烟气密度为0.317 kg/m³，动力黏度为4.452×10‒4Pa·s，颗粒密度为1 800 kg/m3，颗粒的碰撞系数设置为0.95[9-10]。此外，本文将入口较宽的粒径范围简化为主要的几种粒径进行计算。各种颗粒粒径所占体积分数见表2。

表2 各种粒径所占体积分数Tab.2 The volume fractions of various particle sizes

进口采用速度进口，速度大小由进口烟气量计算得到，水力直径为2.933 m，湍流强度为3.3%；出口设置为压力出口[11]；气相壁面为无滑移边界条件，壁面的粗糙度参数设置为0.5[12]；排尘口在气相模拟时假设没有气流流出，设为壁面条件。

2 结果与讨论

2.1 速度场

2.1.1 速度分布

入口收缩角度分别为14°、20°、25°、30°、34°时的旋风分离器速度等高线图（Z=13 m）分布如图2所示，其中图2a)为不带收缩角度的旋风分离器。由图2可以看出：不带收缩角度的旋风分离器的缩口速度最小，为17.2 m/s，而收缩角度分别为20°、25°、30°、34°的旋风分离器所对应的缩口速度分别为20.0、23.3、30.5、52.8 m/s，由此可以看出，带收缩角度的旋风分离器对气流起到了明显的加速作用[12]。这主要是因为烟气流量是恒定的，而带收缩角度的旋风分离器的入口宽度是减小的，因此，缩口速度是增加的，且增加的幅度越来越大。此外，从图2中还可以得到，5 种入口收缩角度的旋风分离器的气旋中心与几何中心都有着明显的差别，发生这种现象的原因主要是因为单侧进口的影响。

图2 入口收缩角度不同时速度等高线图（Z=13 m）Fig.2 The contours map of velocity with different inlet necking angles(Z=13 m)

2.1.2 切向速度分布

图3是入口收缩角度不同时对切向速度分布的影响（Z=11 m）。由图3可以看出：所有旋风分离器的切向速度分布都呈现为Rankine 组合涡特征[13]，且轴对称性较好，这充分体现出旋风分离器内部流动为强旋流。5 种入口收缩角度的旋风分离器所对应的最大切向速度分别为62.2、72.5、84.5、92.4、138.2 m/s，即最大切向速度随入口收缩角度的增大而增大，且增长的幅度越来越大，最大切向速度所对应的径向位置与壁面之间的距离也越来越小。由图3还可以看到，近壁面处的切向速度也是随入口收缩角度的增大而增大，此时，颗粒所受到的离心力变大，有利于分离效率的提高。

图3 入口收缩角度对切向速度的影响（Z=11 m）Fig.3 The effect of inlet necking angle on tangential velocity(Z=11 m)

2.1.3 轴向速度分布

入口收缩角度对轴向速度的影响（Z=11 m）如图4所示。由轴向速度的分布可以看出：轴向速度主要分为2 部分，一部分为壁面附近的下行流速度，另一部分为气旋核心附近的上行流速度。其中，下行流速度是造成颗粒分离的主要原因。当颗粒受到离心力时，它们被壁面捕集并随着下行流向下移动最终被收集到料斗中[14]。

图4 入口收缩角度对轴向速度的影响（Z=11 m）Fig.4 The effect of inlet necking angle on axial velocity(Z=11 m)

从图4可以得到，当入口收缩角度由14°增加到34°时，轴向速度由倒“V”型分布变为倒“W”型分布，近壁面处的下行流速度增大而气旋核心附近的上行流速度减小。发生这种现象的原因主要是：当入口收缩角度增大时，缩口速度增大，颗粒受到的离心力增大，此时近壁面处的气固两相流份额增多，壁面附近下行流的流通半径变小，相应的上行流的流通半径增大。因此，在总流量恒定的情况下，下行流速度增大而上行流速度减小。此时，下行流中所携带的颗粒受到的离心力增强，有利于颗粒的分离，而上行流中所夹带的颗粒受到的离心力减小，不利于未分离颗粒的二次分离。

2.2 压力场

图5为入口收缩角度不同时的静压分布等高线图（X=0）。由图5可以看出：所有旋风分离器的静压分布在轴向上变化不大；在径向上，沿半径方向逐渐增大。所有旋风分离器轴心处的静压值最小并且为负值，这主要是因为中心强制涡处较高的气流旋转强度。从图5还可以看出，当入口收缩角度增大时，静压梯度也随之增大。此外，由中心负压区域可以看出，所有旋风分离器的静压分布都不是完全对称的，且气流不对称性随着入口收缩角度的增大而增强，这也体现出气流旋转存在的偏心现象。

图5 入口收缩角度不同时静压等高线图（X=0）Fig.5 The contours map of static pressure with different inlet necking angles(X=0)

2.3 入口收缩角度对压降和分离效率的影响

2.3.1 入口收缩角度对压降的影响

文献[15]对目前关于含尘或高温条件下旋风分离器压降计算的Barth[16]模型、Trefz-Muschelknautz[17]模型和Chen-Shi[18]模型进行了对比研究，结果表明，当入口颗粒质量浓度较高时，Chen-Shi 模型是目前用于计算分离器压降的模型中适用范围较广，预测准确度较高的一种模型。因此，本文采用Chen-Shi 含尘气流压降模型来计算不同入口收缩角度时的压降值。图6为不同入口收缩角度时旋风分离器的压降模拟值与Chen-Shi 模型计算值的对比。由 图6可以看出，两者拟合的较好，最大误差发生在入口收缩角度为34°处，约为10%。

图6 入口收缩角度不同时压降模拟值与Chen-Shi 计算值Fig.6 Comparison of the pressure drop value between the simulation and the calculation by Chen-Shi at different inlet necking angles

旋风分离器压降由进口扩大损失、出口收缩损失、分离器内旋流损失和排气管内气流动能耗散4 部分组成。但是，在实际计算时，通常不考虑出口收缩损失这一项，这主要是因为旋风分离器实际出口气流的含尘质量浓度很低，因此，出口收缩损失可以忽略不计。图7为进口扩大损失系数ξ1、分离器内旋流损失系数ξ3和排气管内气流动能耗散系数ξ4随入口收缩角度变化曲线。

图7 分离器内各部分损失系数变化Fig.7 Variations of loss coefficients of various parts in the cyclone separator

由图7可以看出，随着入口收缩角度逐渐增加，进口扩大损失和内旋流损失均逐渐增大，但增长的幅度很小，这主要是因为气流进入分离器时会在轴向与径向这2 个方向上产生膨胀，分离器缩口速度随着收缩角度的增大而增大，此时，分离器内的涡流强度也增强，因此，进口扩大损失和内旋流损失都是增大的。由图7还可以看出，排气管内气流动能耗散却由于上行流速度的变小而减小，且减小幅度很大。但由于（其中），随着入口收缩角度增大，减小，而速度v增大，因此从整体上来说，分离器的压降是增大的。

2.3.2 入口收缩角度对分离效率的影响

图8a)为烟气流量恒定时，入口收缩角度对分离效率的影响。

图8 入口收缩角度对分离效率的影响Fig.8 Effect of inlet necking angle on separation efficiency

由图8a)可以看出，入口收缩角度由14°逐渐增加到30°时，分离效率由93.2%逐渐提高到98.5%，而当入口收缩角度由30°增加到34°时，分离效率反而由98.5%降低到98.2%。收缩角度的增大，一方面提高了入口气流的切向速度，另一方面还会提高缩口速度。为确定收缩角度对分离效率的影响机制，本文又研究了相同缩口速度（即20 m/s）和烟气流量改变条件下分离效率的变化特性，结果如图8b)所示。由图8b)可以看出，收缩角度存在优化值。在缩口速度20 m/s 条件下对应的收缩角度优化值为30°。收缩角度30°、缩口速度20.0 m/s 条件下，分离效率为98.9%，大于收缩角度30°、缩口速度30.5 m/s 工况下所得分离效率98.5%。所以，缩口速度对分离效率同样有着重要影响。

图9是收缩角度30°条件下缩口速度对分离效率的影响。由图9可以看出，缩口速度也存在优化值，该工况下对应的优化值为20 m/s。实际上，缩口速度也是通过改变气流的切向速度，进而影响分离效率。

从图8b)和图9可以看出，当收缩角度和缩口速度大于各自优化值时，会导致分离效率下降。其原因是，当小于优化值时，收缩角度和缩口速度的增加都会使切向速度增加，这有利于分离效率的提高；但当大于优化值时，切向速度也将大于其优化值，此时，颗粒的动能较大，这可能会使得颗粒在壁面处弹跳起来，从而被气流带入到排气管中，造成颗粒的二次夹带。此外，轴向速度的上行流速度减小，这对未分离颗粒的二次分离是不利的。在本研究范围内，该型旋风分离器收缩角度和缩口速度的优化值分别为30°、20 m/s。

图9 缩口速度对分离效率的影响（收缩角度为30°）Fig.9 Effect of necking velocity on separation efficiency(necking angle 30°)

3 结 论

1）烟气流量恒定时，随着入口收缩角度逐渐增大，缩口速度逐渐增加，切向速度也逐渐增加，有利于颗粒的分离；轴向速度下行流速度逐渐增加而上行流速度逐渐减小，不利于未分离颗粒的二次分离。

2）烟气流量恒定时，随着入口收缩角度逐渐增大，分离器的压降逐渐上升，而分离效率先逐渐提高后逐渐降低。

3）收缩角度和缩口速度都存在优化值，在本研究范围内，该型旋风分离器收缩角度和缩口速度的优化值分别为30°、20 m/s。