电站锅炉双可调煤粉分配器气固两相流动特性研究

薛飞宇， 韩健民， 梁双印

(华北电力大学 能源动力与机械工程学院，北京 102206)

在一次风送往电站锅炉燃烧过程中，由于磨煤机出口风粉分配特性以及下游各支管位置布局差异，各管道阻力存在较大偏差，一次风管中存在空气和煤粉分配不均衡的现象[1-2]。煤粉分配不均会造成锅炉的燃烧效率降低，NOx生成量增加，同时引起锅炉燃烧不稳定、结渣等隐患，有时还会发生输煤管道堵塞[3-4]。

目前，电厂改善煤粉分配均匀性的措施主要有:(1)在磨煤机出口处安装煤粉分配器，常见的分配器类型有扩散型、格栅型和文丘里型等，由于上述分配器具有不可调特性，存在10%～20%的固有煤粉分配偏差，且无法解决因下游管道阻力不均而引起的煤粉分配偏差问题[5];(2)在管道中加装可调节流元件来平衡管道间的阻力偏差，但无法实现分别调节煤粉和空气流量，且易导致煤粉沉积、堵管等事故。因此，上述方法都缺乏对锅炉制粉系统的灵活性调节。

Vijiapurapu等[6]提出一种适合电站锅炉冷态调平的纯空气阻力法，分别计算一次风在不同管道内的压降系数，根据风粉均衡后的各管压降系数确定节流孔尺寸的大小，结果显示一次风管道内的压降系数受管道几何尺寸影响最大。陈冬林等[7]提出了一种下段扩容式旋风分离器，当扩容段最大直径为1.3倍筒体直径时总分离效率达到最高值90.3%，比传统旋风分离器的总分离效率高4.4%。王伟[8]设计了一种由内、外壳和可调式叶片构成的新旋流式煤粉分配器，叶片安装角度为75°、共6个矩形叶片时，分配器内部的流场压降较小，速度分布差异小，出口颗粒分布均匀。贾波[9]设计了一种可以直接安装在粗粉分离器出口的可调紧凑型煤粉分配器，并对其分配特性进行了数值分析和实验研究，为煤粉分配器的设计提供了新思路。

笔者设计了一种双可调煤粉分配器，该装置将磨煤机出口一次风分离为浓、稀两股流体，通过调节阀门开度来调整这两股流体的流量，解决由送粉管道阻力系数不同造成煤粉分配不均的问题。

1 双可调煤粉分配器的结构及原理

双可调煤粉分配器的结构如图1所示，由入口扩散段、风粉分离段、风粉调节段及混合段4部分组成。扇形风粉调节阀(以下简称扇形阀)的安装位置如图1(b)所示，按俯视逆时针顺序记为1号～4号支管。各挡板阀门的厚度及其固定装置的尺寸远小于煤粉分配器的尺寸，对整体流场影响较小，故模拟时忽略此部分以简化计算条件。

(a)双可调煤粉分配器结构

含煤粉的一次风在经过磨煤机顶部粗粉分离器出口时会带有一定的旋转，经过煤粉分配器的入口扩散段后，由于管道横截面积逐渐扩大，风粉混合物的流速和旋转速度均有所下降，此时风粉混合更加均匀[10-11]。在风粉分离段内部装有4列渐缩型圆环挡板，利用煤粉惯性大于空气，流动轨迹相对不易改变的特点，绝大多数的煤粉被集中到内环出口形成煤粉流量占比较高的流体(简称浓相流)。空气则从圆环挡板之间的缝隙中逃逸到外环流域，形成外环出口空气流量占比较高的流体(简称稀相流)[12]。在风粉分离完成后，通过风粉调节段的十字挡板将浓相流和稀相流分别均分为4组，并在各自的流道内加装调节挡板以调节风量和粉量。最终将调节完毕的浓相流和稀相流在混合段进行充分混合，再经下游管道送往炉膛中进行燃烧。

与传统煤粉分配器相比，双可调煤粉分配器可相对独立地调节各个支管的风量和粉量，且不用考虑各支管下游管路在设计安装过程中的阻力是否均衡，大大增加了机组运行的灵活性[13]。

2 数值模拟

2.1 几何模型与网格划分

使用SolidWorks软件对该煤粉分配器进行几何建模，并用ICEM CFD软件对该模型进行网格划分，几何模型尺寸与网格划分如图2和表1所示，Oi(i=1,2,3,4)为绕环形渐缩阀中点。为了确保计算准确度，整个计算域内均采用六面体结构化网格，网格质量均值为0.908，满足工程计算要求。并对网格数量为651 582、1 040 811和1 527 335的煤粉分配器模型进行数值模拟,通过网格无关性验证，最终选取网格数为1 040 811的模型进行后续模拟计算。

图2 煤粉分配器尺寸及网格划分

表1 煤粉分配器几何尺寸

2.2 数学模型

气固两相流在煤粉分配器的流动过程中温度变化较小，故忽略气固两相及管道的能量交换过程[14]。煤粉分配器内部的风粉两相流属于高雷诺数的旺盛湍流阶段，选择Standardk-ε湍流模型进行计算[15-16]。气固两相流中煤粉质量占比取0.3 kg/kg，此时煤粉所占体积分数小于0.005，属于稀相流动，颗粒相采用离散颗粒(DPM)模型进行计算[17]。压力与速度的耦合使用Simplec 算法，压力梯度相选择Standard算法，动量、湍流、湍流耗散方程的离散格式均采用二阶迎风格式。

2.3 计算条件

由于煤粉分配器体积较大，流域较长，故考虑重力的影响，重力加速度取g=9.81 m/s2。流体参数采用锅炉实际运行的磨煤机出口参数。气相为温度88 ℃的空气，此时密度为0.978 kg/m3，动力黏度为2.14×105Pa·s。煤粉分配器入口为速度入口，分别取15 m/s、20 m/s、25 m/s 3种工况，出口为压力出口，湍流强度取5%，水力直径取200 mm。壁面选择无滑移壁面条件。

煤粉为中热值煤粉，颗粒密度取1 500 kg/m3，分布类型采用Rosin-Rammler分布，最小颗粒粒径为10 μm，最大颗粒粒径为90 μm，平均颗粒粒径为50 μm。选择默认的稳态颗粒追踪方式，入射类型为Surface，煤粉颗粒的速度与入口空气速度相等。

3 模拟结果

3.1 环形渐缩阀风粉分离效果

定义渐缩角度为绕环形渐缩阀圆环母线与水平面的夹角为β，高度占比C定义为四列环形渐缩阀总高度与风粉分离段长度之比，表达式如下：

C=4H/L2

(1)

为寻找环形渐缩阀合适的偏角和高度，以Oi为旋转中心，选取渐缩角度分别为55°、60°、65°、70°、75°、80°和85°，高度占比分别为40%、50%、60%的环形渐缩阀，计算入口一次风速分别为15 m/s、20 m/s和25 m/s 3种工况下的风粉分离效果。

3.1.1 速度场

图3给出了入口一次风速为20 m/s时，环形渐缩阀不同高度占比下的纵截面速度云图。从图3可以看出，速度最大值出现在内环出口附近，最大速度随着渐缩角度的增加而减小，同一渐缩角度下高度占比越大流域最大速度越大。这是因为环形渐缩阀使得气流运动半径缩小，动能增大，高度占比越大时可供流体从内环扩散到外环的缝隙越小，气体大部分从内环流出，使内环的速度越大，这不仅加剧了附近壁面的磨损，还使得内、外环速度差变大，在后续两股气流混合过程中黏性作用导致能量损失增加。流体在环形渐缩阀外围形成了回流区，渐缩角度越大，回流区面积越小。回流区面积越大，产生的流动阻力越大，还会导致积粉、积灰等问题，严重时会导致管道堵塞，引发安全事故。

(a)40%高度占比

3.1.2 进出口压降

图4给出了不同入口一次风速下，煤粉分配器进出口压降与渐缩角度的关系。由图4可知，随着入口一次风速的增加，煤粉分配器压降逐渐上升,当入口一次风速为25 m/s时，分配器进出口压降较大，当高度占比为60%，渐缩角度为55°时，煤粉分配器进出口压降最大值为2 050.6 Pa。其原因是入口一次风速的增加会使风粉气流的雷诺数增加，导致在绕过环形渐缩阀时的混乱程度增加，煤粉分配器阻力系数增大，最终导致煤粉分配器压降提高。在保持入口一次风速及渐缩角度一定的情况下，随着高度占比的减小，煤粉分配器压降也随之下降，在高度占比为40%时最低。在保持入口一次风速及高度占比一定的情况下，随着渐缩角度的增加，压降以斜率逐渐减小的趋势逐渐降低，在85°达到最低，压降范围在8～34 Pa。其原因是渐缩角度的增加或高度占比的减小，导致风粉气流的方向变化程度变弱及经过环形渐缩阀时造成的涡流损失减少，降低了局部阻力损失。

(a)入口一次风速为15 m/s

3.1.3 浓相煤粉占比

图5给出了不同入口一次风速下，煤粉分配器风粉分离效果与渐缩角度的关系。由图5可知，保持入口一次风速及渐缩角度不变的情况下，高度占比越高，浓相分离效果越好。在入口一次风速及高度占比不变的情况下，随着渐缩角度的增加，浓相煤粉占比减小速度变快。当入口一次风速为25 m/s，高度占比为60%，渐缩角度为55°时，最高浓相煤粉占比为96.20%。

(a)入口一次风速为15 m/s

3.1.4 不同粒径煤粉的分离效果

图6为3种入口一次风速下，渐缩角度为70°时不同粒径煤粉的分离效果。从图6可以看出，粒径越大或入口一次风速越高风粉分离效果越好。粒径为10～40 μm的煤粉颗粒分离效果较差，粒径为50～90 μm的煤粉颗粒分离效果较好，入口一次风速的增加也在一定程度上增强分离效果。这是因为在相同入口一次风速下，细煤粉惯性小，受气动牵引力影响大，更容易被携带至阀外区域；相同粒径下，煤粉分配器入口一次风速越大，颗粒动能越大，碰撞后径向速度越大，颗粒越靠近中心区域，分离效果增强。

图6 不同粒径煤粉在风粉分离段的分离效果

3.1.5 综合分析

在图4、图5中，从压降曲线来看，渐缩角度越小，压降曲线斜率越大，压降降低越明显，在渐缩角度为70°～85°时，压降整体数值较低且变化幅度小；从浓相煤粉占比来看，随着渐缩角度的增加，浓相煤粉占比下降的速度变快，分离效果加速恶化，在渐缩角度为55°～70°时，浓相煤粉占比保持较高数值且下降速度较慢。因此，渐缩角度的选择区间以65°～75°为宜，后续选择渐缩角度为70°的模型进行模拟分析。

图7给出了渐缩角度为70°时，不同高度占比对煤粉分配器压降及浓相煤粉占比的影响。由图7可知，高度占比增加对煤粉分配器压降升高的影响呈现递增的趋势，对浓相煤粉占比的影响趋于线性。其中高度占比为40%时的平均压降为114.23 Pa，浓相煤粉平均占比为87.58%；高度占比为50%时的平均压降为181.88 Pa，浓相煤粉平均占比为89.75%；高度占比为60%时的平均压降为297.38 Pa，浓相煤粉平均占比为91.45%。随着高度占比的增加，增加单位占比的浓相煤粉所需的压降逐渐上升，环形渐缩阀高度占比的取值不宜超过60%，因此选择高度占比为50%的模型进行模拟分析。

(a)压降

3.2 扇形阀对风粉分配偏差的优化效果

煤粉分配器的风粉分配偏差定义为各支管出口的空气/煤粉质量流量相对偏差，定义单根支管的相对偏差为：

(2)

扇形阀阀门开度的减小会导致流场局部流动面积急剧减小，产生较大的回流区和阻力损失，实际工程应用中，其阀门开度一般不小于40%。分别模拟安装在浓/稀相区的扇形阀(简称浓/稀相扇形阀)在开度为40%～100%时的风粉均衡效果。

3.2.1 稀相扇形阀

图8为1号支管稀相扇形阀阀门开度为40%～100%，其他支管稀相扇形阀保持全开时的风速偏差曲线图。因为扇形阀对流场的阻挡效应，1号支管出口风速远小于其他3根支管，且随着阀门开度的减小其出口风速偏差呈加速上升趋势，在阀门开度为40%时达到最大出口风速偏差-28.63%。当1号支管扇形阀阀门开度变化时，其他3根支管的出口风速偏差始终维持在-0.29%～0.33%，这也说明了风侧扇形阀调节风速时对于其他支管有良好的独立性。

图8 不同阀门开度下稀相扇形阀各支管出口风速偏差的变化

当稀相扇形阀调节风速时，各支管出口粉量偏差如表2所示。总体来看，1号支管出口煤粉浓度小于其余3根支管出口煤粉浓度，且随着阀门开度的减小出口粉量偏差呈增大趋势，当稀相扇形阀阀门开度为40%时达到最大值-6.79%。2号、3号支管出口煤粉浓度几乎相等，4号支管出口煤粉浓度略大于2号、3号支管。这是因为风粉分离段的分离效率为90%左右，在稀相流域仍残留煤粉总量10%左右的煤粉，当阀门开度减小时，煤粉颗粒的流动被阻挡，使得1号支管出口有少量的粉量偏差。因扇形阀的周向不对称性，靠近1号支管的4号支管出口煤粉浓度高于远离1号支管的2号、3号支管出口煤粉浓度。但总体出口粉量偏差处于较低水平，可认为稀相扇形阀在调节风速时对于出口煤粉浓度的变化有着较好的独立性。

表2 不同阀门开度下稀相扇形阀各支管出口粉量偏差

3.2.2 浓相扇形阀

图9为1号支管浓相扇形阀阀门开度为40%～100%、其余支管扇形阀保持全开的出口粉量偏差曲线图。1号支管出口粉量远小于其他3个支管，随着阀门开度的减小，其出口粉量偏差变化趋近于线性减少，在阀门开度为40%时达到最大出口粉量偏差-32.61%。其他3根支管的出口粉量偏差随着1号支管阀门开度的增大而减小，整体出口粉量偏差的变化区间为-2.78%～5.40%，均保持在较低数值，故浓相扇形阀调节粉量时相对于其他支管也有较好的独立性。

图9 不同阀门开度下浓相扇形阀各支管出口粉量偏差的变化

表3为浓相扇形阀调节粉量时，各支管出口风速的偏差情况。总体来看，1号支管的出口风速要低于其余3根支管的出口风速，且随着1号支管阀门开度的减小，风速偏差呈现上升趋势，当阀门开度为40%时1号支管的出口风速偏差达到最大值-8.91%。其余3只支管出口风速偏差受阀门开度的影响较均衡，在阀门开度为40%时所受影响最大，出口风速偏差在2.55%～3.30%。总体出口风速偏差处于较低水平，可认为浓相扇形阀在调节煤粉浓度时对于出口风速的变化有着较好的独立性。

表3 不同阀门开度下浓相扇形阀各支管出口风速偏差

4 结 论

(1)随渐缩角度的增加，煤粉分配器进出口压降先下降后趋于平缓，风粉分离段出口浓相煤粉占比呈加速下降趋势，渐缩角度以65°～75°为宜；随着环形渐缩阀高度占比的增加，煤粉分配器进出口压降升高幅度大于风粉分离段出口浓相煤粉占比的上升幅度，高度占比取值不宜超过60%。

(2)煤粉分配器风粉分离段对粒径为10～40 μm的煤粉颗粒分离效果较差，对粒径大于等于50 μm的煤粉颗粒分离效果较好。当入口一次风速增加时，煤粉分配器风粉分离段出口的浓相煤粉占比呈上升趋势。

(3)单支管稀相扇形阀调节时最大出口风速偏差为-28.63%，最大出口粉量偏差为-6.79%；单支管浓相扇形阀调节时最大出口粉量偏差为-32.61%，最大出口风量偏差为-8.91%。与传统煤粉分配器相比，双可调煤粉分配器能灵活调整风粉比例，具有良好的调节独立性，可增强火电机组对负荷变化的灵活性。