電站鍋爐雙可調(diào)煤粉分配器氣固兩相流動特性研究

薛飛宇， 韓健民， 梁雙印

(華北電力大學(xué) 能源動力與機械工程學(xué)院，北京 102206)

在一次風(fēng)送往電站鍋爐燃燒過程中，由于磨煤機出口風(fēng)粉分配特性以及下游各支管位置布局差異，各管道阻力存在較大偏差，一次風(fēng)管中存在空氣和煤粉分配不均衡的現(xiàn)象[1-2]。煤粉分配不均會造成鍋爐的燃燒效率降低，NOx生成量增加，同時引起鍋爐燃燒不穩(wěn)定、結(jié)渣等隱患，有時還會發(fā)生輸煤管道堵塞[3-4]。

目前，電廠改善煤粉分配均勻性的措施主要有:(1)在磨煤機出口處安裝煤粉分配器，常見的分配器類型有擴散型、格柵型和文丘里型等，由于上述分配器具有不可調(diào)特性，存在10%～20%的固有煤粉分配偏差，且無法解決因下游管道阻力不均而引起的煤粉分配偏差問題[5];(2)在管道中加裝可調(diào)節(jié)流元件來平衡管道間的阻力偏差，但無法實現(xiàn)分別調(diào)節(jié)煤粉和空氣流量，且易導(dǎo)致煤粉沉積、堵管等事故。因此，上述方法都缺乏對鍋爐制粉系統(tǒng)的靈活性調(diào)節(jié)。

Vijiapurapu等[6]提出一種適合電站鍋爐冷態(tài)調(diào)平的純空氣阻力法，分別計算一次風(fēng)在不同管道內(nèi)的壓降系數(shù)，根據(jù)風(fēng)粉均衡后的各管壓降系數(shù)確定節(jié)流孔尺寸的大小，結(jié)果顯示一次風(fēng)管道內(nèi)的壓降系數(shù)受管道幾何尺寸影響最大。陳冬林等[7]提出了一種下段擴容式旋風(fēng)分離器，當(dāng)擴容段最大直徑為1.3倍筒體直徑時總分離效率達到最高值90.3%，比傳統(tǒng)旋風(fēng)分離器的總分離效率高4.4%。王偉[8]設(shè)計了一種由內(nèi)、外殼和可調(diào)式葉片構(gòu)成的新旋流式煤粉分配器，葉片安裝角度為75°、共6個矩形葉片時，分配器內(nèi)部的流場壓降較小，速度分布差異小，出口顆粒分布均勻。賈波[9]設(shè)計了一種可以直接安裝在粗粉分離器出口的可調(diào)緊湊型煤粉分配器，并對其分配特性進行了數(shù)值分析和實驗研究，為煤粉分配器的設(shè)計提供了新思路。

筆者設(shè)計了一種雙可調(diào)煤粉分配器，該裝置將磨煤機出口一次風(fēng)分離為濃、稀兩股流體，通過調(diào)節(jié)閥門開度來調(diào)整這兩股流體的流量，解決由送粉管道阻力系數(shù)不同造成煤粉分配不均的問題。

1 雙可調(diào)煤粉分配器的結(jié)構(gòu)及原理

雙可調(diào)煤粉分配器的結(jié)構(gòu)如圖1所示，由入口擴散段、風(fēng)粉分離段、風(fēng)粉調(diào)節(jié)段及混合段4部分組成。扇形風(fēng)粉調(diào)節(jié)閥(以下簡稱扇形閥)的安裝位置如圖1(b)所示，按俯視逆時針順序記為1號～4號支管。各擋板閥門的厚度及其固定裝置的尺寸遠小于煤粉分配器的尺寸，對整體流場影響較小，故模擬時忽略此部分以簡化計算條件。

(a)雙可調(diào)煤粉分配器結(jié)構(gòu)

含煤粉的一次風(fēng)在經(jīng)過磨煤機頂部粗粉分離器出口時會帶有一定的旋轉(zhuǎn)，經(jīng)過煤粉分配器的入口擴散段后，由于管道橫截面積逐漸擴大，風(fēng)粉混合物的流速和旋轉(zhuǎn)速度均有所下降，此時風(fēng)粉混合更加均勻[10-11]。在風(fēng)粉分離段內(nèi)部裝有4列漸縮型圓環(huán)擋板，利用煤粉慣性大于空氣，流動軌跡相對不易改變的特點，絕大多數(shù)的煤粉被集中到內(nèi)環(huán)出口形成煤粉流量占比較高的流體(簡稱濃相流)?？諝鈩t從圓環(huán)擋板之間的縫隙中逃逸到外環(huán)流域，形成外環(huán)出口空氣流量占比較高的流體(簡稱稀相流)[12]。在風(fēng)粉分離完成后，通過風(fēng)粉調(diào)節(jié)段的十字擋板將濃相流和稀相流分別均分為4組，并在各自的流道內(nèi)加裝調(diào)節(jié)擋板以調(diào)節(jié)風(fēng)量和粉量。最終將調(diào)節(jié)完畢的濃相流和稀相流在混合段進行充分混合，再經(jīng)下游管道送往爐膛中進行燃燒。

與傳統(tǒng)煤粉分配器相比，雙可調(diào)煤粉分配器可相對獨立地調(diào)節(jié)各個支管的風(fēng)量和粉量，且不用考慮各支管下游管路在設(shè)計安裝過程中的阻力是否均衡，大大增加了機組運行的靈活性[13]。

2 數(shù)值模擬

2.1 幾何模型與網(wǎng)格劃分

使用SolidWorks軟件對該煤粉分配器進行幾何建模，并用ICEM CFD軟件對該模型進行網(wǎng)格劃分，幾何模型尺寸與網(wǎng)格劃分如圖2和表1所示，Oi(i=1,2,3,4)為繞環(huán)形漸縮閥中點。為了確保計算準(zhǔn)確度，整個計算域內(nèi)均采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格質(zhì)量均值為0.908，滿足工程計算要求。并對網(wǎng)格數(shù)量為651 582、1 040 811和1 527 335的煤粉分配器模型進行數(shù)值模擬,通過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終選取網(wǎng)格數(shù)為1 040 811的模型進行后續(xù)模擬計算。

圖2 煤粉分配器尺寸及網(wǎng)格劃分

表1 煤粉分配器幾何尺寸

2.2 數(shù)學(xué)模型

氣固兩相流在煤粉分配器的流動過程中溫度變化較小，故忽略氣固兩相及管道的能量交換過程[14]。煤粉分配器內(nèi)部的風(fēng)粉兩相流屬于高雷諾數(shù)的旺盛湍流階段，選擇Standardk-ε湍流模型進行計算[15-16]。氣固兩相流中煤粉質(zhì)量占比取0.3 kg/kg，此時煤粉所占體積分數(shù)小于0.005，屬于稀相流動，顆粒相采用離散顆粒(DPM)模型進行計算[17]。壓力與速度的耦合使用Simplec 算法，壓力梯度相選擇Standard算法，動量、湍流、湍流耗散方程的離散格式均采用二階迎風(fēng)格式。

2.3 計算條件

由于煤粉分配器體積較大，流域較長，故考慮重力的影響，重力加速度取g=9.81 m/s2。流體參數(shù)采用鍋爐實際運行的磨煤機出口參數(shù)。氣相為溫度88 ℃的空氣，此時密度為0.978 kg/m3，動力黏度為2.14×105Pa·s。煤粉分配器入口為速度入口，分別取15 m/s、20 m/s、25 m/s 3種工況，出口為壓力出口，湍流強度取5%，水力直徑取200 mm。壁面選擇無滑移壁面條件。

煤粉為中熱值煤粉，顆粒密度取1 500 kg/m3，分布類型采用Rosin-Rammler分布，最小顆粒粒徑為10 μm，最大顆粒粒徑為90 μm，平均顆粒粒徑為50 μm。選擇默認的穩(wěn)態(tài)顆粒追蹤方式，入射類型為Surface，煤粉顆粒的速度與入口空氣速度相等。

3 模擬結(jié)果

3.1 環(huán)形漸縮閥風(fēng)粉分離效果

定義漸縮角度為繞環(huán)形漸縮閥圓環(huán)母線與水平面的夾角為β，高度占比C定義為四列環(huán)形漸縮閥總高度與風(fēng)粉分離段長度之比，表達式如下：

C=4H/L2

(1)

為尋找環(huán)形漸縮閥合適的偏角和高度，以O(shè)i為旋轉(zhuǎn)中心，選取漸縮角度分別為55°、60°、65°、70°、75°、80°和85°，高度占比分別為40%、50%、60%的環(huán)形漸縮閥，計算入口一次風(fēng)速分別為15 m/s、20 m/s和25 m/s 3種工況下的風(fēng)粉分離效果。

3.1.1 速度場

圖3給出了入口一次風(fēng)速為20 m/s時，環(huán)形漸縮閥不同高度占比下的縱截面速度云圖。從圖3可以看出，速度最大值出現(xiàn)在內(nèi)環(huán)出口附近，最大速度隨著漸縮角度的增加而減小，同一漸縮角度下高度占比越大流域最大速度越大。這是因為環(huán)形漸縮閥使得氣流運動半徑縮小，動能增大，高度占比越大時可供流體從內(nèi)環(huán)擴散到外環(huán)的縫隙越小，氣體大部分從內(nèi)環(huán)流出，使內(nèi)環(huán)的速度越大，這不僅加劇了附近壁面的磨損，還使得內(nèi)、外環(huán)速度差變大，在后續(xù)兩股氣流混合過程中黏性作用導(dǎo)致能量損失增加。流體在環(huán)形漸縮閥外圍形成了回流區(qū)，漸縮角度越大，回流區(qū)面積越小?；亓鲄^(qū)面積越大，產(chǎn)生的流動阻力越大，還會導(dǎo)致積粉、積灰等問題，嚴重時會導(dǎo)致管道堵塞，引發(fā)安全事故。

(a)40%高度占比

3.1.2 進出口壓降

圖4給出了不同入口一次風(fēng)速下，煤粉分配器進出口壓降與漸縮角度的關(guān)系。由圖4可知，隨著入口一次風(fēng)速的增加，煤粉分配器壓降逐漸上升,當(dāng)入口一次風(fēng)速為25 m/s時，分配器進出口壓降較大，當(dāng)高度占比為60%，漸縮角度為55°時，煤粉分配器進出口壓降最大值為2 050.6 Pa。其原因是入口一次風(fēng)速的增加會使風(fēng)粉氣流的雷諾數(shù)增加，導(dǎo)致在繞過環(huán)形漸縮閥時的混亂程度增加，煤粉分配器阻力系數(shù)增大，最終導(dǎo)致煤粉分配器壓降提高。在保持入口一次風(fēng)速及漸縮角度一定的情況下，隨著高度占比的減小，煤粉分配器壓降也隨之下降，在高度占比為40%時最低。在保持入口一次風(fēng)速及高度占比一定的情況下，隨著漸縮角度的增加，壓降以斜率逐漸減小的趨勢逐漸降低，在85°達到最低，壓降范圍在8～34 Pa。其原因是漸縮角度的增加或高度占比的減小，導(dǎo)致風(fēng)粉氣流的方向變化程度變?nèi)跫敖?jīng)過環(huán)形漸縮閥時造成的渦流損失減少，降低了局部阻力損失。

(a)入口一次風(fēng)速為15 m/s

3.1.3 濃相煤粉占比

圖5給出了不同入口一次風(fēng)速下，煤粉分配器風(fēng)粉分離效果與漸縮角度的關(guān)系。由圖5可知，保持入口一次風(fēng)速及漸縮角度不變的情況下，高度占比越高，濃相分離效果越好。在入口一次風(fēng)速及高度占比不變的情況下，隨著漸縮角度的增加，濃相煤粉占比減小速度變快。當(dāng)入口一次風(fēng)速為25 m/s，高度占比為60%，漸縮角度為55°時，最高濃相煤粉占比為96.20%。

(a)入口一次風(fēng)速為15 m/s

3.1.4 不同粒徑煤粉的分離效果

圖6為3種入口一次風(fēng)速下，漸縮角度為70°時不同粒徑煤粉的分離效果。從圖6可以看出，粒徑越大或入口一次風(fēng)速越高風(fēng)粉分離效果越好。粒徑為10～40 μm的煤粉顆粒分離效果較差，粒徑為50～90 μm的煤粉顆粒分離效果較好，入口一次風(fēng)速的增加也在一定程度上增強分離效果。這是因為在相同入口一次風(fēng)速下，細煤粉慣性小，受氣動牽引力影響大，更容易被攜帶至閥外區(qū)域；相同粒徑下，煤粉分配器入口一次風(fēng)速越大，顆粒動能越大，碰撞后徑向速度越大，顆粒越靠近中心區(qū)域，分離效果增強。

圖6 不同粒徑煤粉在風(fēng)粉分離段的分離效果

3.1.5 綜合分析

在圖4、圖5中，從壓降曲線來看，漸縮角度越小，壓降曲線斜率越大，壓降降低越明顯，在漸縮角度為70°～85°時，壓降整體數(shù)值較低且變化幅度??；從濃相煤粉占比來看，隨著漸縮角度的增加，濃相煤粉占比下降的速度變快，分離效果加速惡化，在漸縮角度為55°～70°時，濃相煤粉占比保持較高數(shù)值且下降速度較慢。因此，漸縮角度的選擇區(qū)間以65°～75°為宜，后續(xù)選擇漸縮角度為70°的模型進行模擬分析。

圖7給出了漸縮角度為70°時，不同高度占比對煤粉分配器壓降及濃相煤粉占比的影響。由圖7可知，高度占比增加對煤粉分配器壓降升高的影響呈現(xiàn)遞增的趨勢，對濃相煤粉占比的影響趨于線性。其中高度占比為40%時的平均壓降為114.23 Pa，濃相煤粉平均占比為87.58%；高度占比為50%時的平均壓降為181.88 Pa，濃相煤粉平均占比為89.75%；高度占比為60%時的平均壓降為297.38 Pa，濃相煤粉平均占比為91.45%。隨著高度占比的增加，增加單位占比的濃相煤粉所需的壓降逐漸上升，環(huán)形漸縮閥高度占比的取值不宜超過60%，因此選擇高度占比為50%的模型進行模擬分析。

(a)壓降

3.2 扇形閥對風(fēng)粉分配偏差的優(yōu)化效果

煤粉分配器的風(fēng)粉分配偏差定義為各支管出口的空氣/煤粉質(zhì)量流量相對偏差，定義單根支管的相對偏差為：

(2)

扇形閥閥門開度的減小會導(dǎo)致流場局部流動面積急劇減小，產(chǎn)生較大的回流區(qū)和阻力損失，實際工程應(yīng)用中，其閥門開度一般不小于40%。分別模擬安裝在濃/稀相區(qū)的扇形閥(簡稱濃/稀相扇形閥)在開度為40%～100%時的風(fēng)粉均衡效果。

3.2.1 稀相扇形閥

圖8為1號支管稀相扇形閥閥門開度為40%～100%，其他支管稀相扇形閥保持全開時的風(fēng)速偏差曲線圖。因為扇形閥對流場的阻擋效應(yīng)，1號支管出口風(fēng)速遠小于其他3根支管，且隨著閥門開度的減小其出口風(fēng)速偏差呈加速上升趨勢，在閥門開度為40%時達到最大出口風(fēng)速偏差-28.63%。當(dāng)1號支管扇形閥閥門開度變化時，其他3根支管的出口風(fēng)速偏差始終維持在-0.29%～0.33%，這也說明了風(fēng)側(cè)扇形閥調(diào)節(jié)風(fēng)速時對于其他支管有良好的獨立性。

圖8 不同閥門開度下稀相扇形閥各支管出口風(fēng)速偏差的變化

當(dāng)稀相扇形閥調(diào)節(jié)風(fēng)速時，各支管出口粉量偏差如表2所示?？傮w來看，1號支管出口煤粉濃度小于其余3根支管出口煤粉濃度，且隨著閥門開度的減小出口粉量偏差呈增大趨勢，當(dāng)稀相扇形閥閥門開度為40%時達到最大值-6.79%。2號、3號支管出口煤粉濃度幾乎相等，4號支管出口煤粉濃度略大于2號、3號支管。這是因為風(fēng)粉分離段的分離效率為90%左右，在稀相流域仍殘留煤粉總量10%左右的煤粉，當(dāng)閥門開度減小時，煤粉顆粒的流動被阻擋，使得1號支管出口有少量的粉量偏差。因扇形閥的周向不對稱性，靠近1號支管的4號支管出口煤粉濃度高于遠離1號支管的2號、3號支管出口煤粉濃度。但總體出口粉量偏差處于較低水平，可認為稀相扇形閥在調(diào)節(jié)風(fēng)速時對于出口煤粉濃度的變化有著較好的獨立性。

表2 不同閥門開度下稀相扇形閥各支管出口粉量偏差

3.2.2 濃相扇形閥

圖9為1號支管濃相扇形閥閥門開度為40%～100%、其余支管扇形閥保持全開的出口粉量偏差曲線圖。1號支管出口粉量遠小于其他3個支管，隨著閥門開度的減小，其出口粉量偏差變化趨近于線性減少，在閥門開度為40%時達到最大出口粉量偏差-32.61%。其他3根支管的出口粉量偏差隨著1號支管閥門開度的增大而減小，整體出口粉量偏差的變化區(qū)間為-2.78%～5.40%，均保持在較低數(shù)值，故濃相扇形閥調(diào)節(jié)粉量時相對于其他支管也有較好的獨立性。

圖9 不同閥門開度下濃相扇形閥各支管出口粉量偏差的變化

表3為濃相扇形閥調(diào)節(jié)粉量時，各支管出口風(fēng)速的偏差情況?？傮w來看，1號支管的出口風(fēng)速要低于其余3根支管的出口風(fēng)速，且隨著1號支管閥門開度的減小，風(fēng)速偏差呈現(xiàn)上升趨勢，當(dāng)閥門開度為40%時1號支管的出口風(fēng)速偏差達到最大值-8.91%。其余3只支管出口風(fēng)速偏差受閥門開度的影響較均衡，在閥門開度為40%時所受影響最大，出口風(fēng)速偏差在2.55%～3.30%。總體出口風(fēng)速偏差處于較低水平，可認為濃相扇形閥在調(diào)節(jié)煤粉濃度時對于出口風(fēng)速的變化有著較好的獨立性。

表3 不同閥門開度下濃相扇形閥各支管出口風(fēng)速偏差

4 結(jié) 論

(1)隨漸縮角度的增加，煤粉分配器進出口壓降先下降后趨于平緩，風(fēng)粉分離段出口濃相煤粉占比呈加速下降趨勢，漸縮角度以65°～75°為宜；隨著環(huán)形漸縮閥高度占比的增加，煤粉分配器進出口壓降升高幅度大于風(fēng)粉分離段出口濃相煤粉占比的上升幅度，高度占比取值不宜超過60%。

(2)煤粉分配器風(fēng)粉分離段對粒徑為10～40 μm的煤粉顆粒分離效果較差，對粒徑大于等于50 μm的煤粉顆粒分離效果較好。當(dāng)入口一次風(fēng)速增加時，煤粉分配器風(fēng)粉分離段出口的濃相煤粉占比呈上升趨勢。

(3)單支管稀相扇形閥調(diào)節(jié)時最大出口風(fēng)速偏差為-28.63%，最大出口粉量偏差為-6.79%；單支管濃相扇形閥調(diào)節(jié)時最大出口粉量偏差為-32.61%，最大出口風(fēng)量偏差為-8.91%。與傳統(tǒng)煤粉分配器相比，雙可調(diào)煤粉分配器能靈活調(diào)整風(fēng)粉比例，具有良好的調(diào)節(jié)獨立性，可增強火電機組對負荷變化的靈活性。