循環(huán)流化床（CFB）技術(shù)是一種清潔燃燒技術(shù)，其爐膛內(nèi)有明顯的密相區(qū)和稀相區(qū)，密相區(qū)存在大量處于流態(tài)化的物料，攜帶大量固體顆粒的煙氣經(jīng)由爐膛出口進入過旋風分離器進行氣固分離，固體顆?；氐綘t膛進行循環(huán)燃燒，氣體進入尾部煙道。CFB鍋爐具有燃燒效率高，燃料適應(yīng)性廣，低溫燃燒，NOx生成量少，可進行低成本的爐內(nèi)脫硫等優(yōu)點 。為了提高循環(huán)流化床鍋爐的效率，大型化和超臨界是大勢所趨，但CFB鍋爐的大型化并不是簡單的幾何放大，很多配套的設(shè)備都需要重新設(shè)計或改進，在這個過程中，出現(xiàn)了諸如雙布風板的翻床、多分離器循環(huán)物料分配不均、二次風穿透深度不夠、受熱面熱流分布等許多問題，國內(nèi)外單位對此也進行了許多研究，例如清華大學(xué)設(shè)計的單布風板、四旋風筒、無外置床以及鋸齒形水冷壁的簡約型600MW超超臨界CFB鍋爐，華能集團清潔能源技術(shù)研究院設(shè)計的單爐膛、四旋風筒“H型”布置的700度350MW的超超臨界CFB鍋爐等。隨著旋風分離器的個數(shù)增多，并且由單側(cè)”M型”布置改為兩側(cè)并行布置，爐膛出口的物料分配變得不均勻，國內(nèi)外許多研究人員通過實驗或數(shù)值模擬的手段研究后都證實了這種不均勻性。循環(huán)物料分配不均勻會使分離器工作偏離設(shè)計工況，可能引起分離效率下降，飛灰含碳量升高，而且流量偏大的旋風分離器磨損更加嚴重。此外，不同的分離器返回爐膛的物料量不同，會引起爐膛內(nèi)氣固流場以及溫度場的不均勻。因此循環(huán)流化床多旋風分離器并列布置導(dǎo)致的流量分配不均問題，在循環(huán)流化床的大型化過程中亟待解決。

　　1 模擬概況

　　1.1 鍋爐介紹

　　本次數(shù)值模擬基于某660MW超臨界CFB鍋爐的實際尺寸構(gòu)建模型。鍋爐共有6個旋風分離器，呈“H型”中心對稱方式，并列布置在鍋爐兩側(cè)。爐膛下部采用雙褲衩腿結(jié)構(gòu)，有兩排外二次風口，共20個，距離布風板高度為5.4m;四排內(nèi)二次風口，共40個，上下各兩排，每排10個，上排距離布風板高度5.4m，下排距離布風板高度2.5m。

　　1.2 鍋爐幾何模型和網(wǎng)格劃分

　　爐膛褲衩腿密相區(qū)采用四面體網(wǎng)格，稀相區(qū)采用結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格，爐膛出口進行網(wǎng)格局部加密。


　　1.3 邊界條件

　　氣相采用速度入口邊界條件，二次風率0.6，一次風速5m/s。爐膛出口采用outflow邊界條件。顆粒采用patch方法設(shè)定初始堆積高度2m和體積分數(shù)0.6。壁面采用默認設(shè)置，碰撞恢復(fù)系數(shù)選0.9。

　　1.4 計算模型設(shè)置

　　本次計算采用歐拉雙流體模型，將氣體和顆?？醋鲆环N擬流體并且在空間連續(xù)分布。湍流模型采用標準k-ε方程，氣固曳力模型采用Gidaspow，無能量方程。顆粒粒徑0.2mm，密度2600kg/m3，粘度1.02e-3m2/s。計算為非穩(wěn)態(tài)、壓力基。物料循環(huán)采用外循環(huán)UDF。

　　1.5 分離器布置方案

　　對爐膛的6個出口定義為：在圖2至圖5的俯視圖中，從左向右，下邊的3個為 a，b，c出口，上邊的3個為d，e，f 出口。初始設(shè)計方案下，6個分離器中心對稱布置，如圖2所示，稱之為方案1。圖3——圖5分別為另外3種可能的方案。方案2是軸對稱方案;方案3是在方案2的基礎(chǔ)上，將中間的分離器向x負方向平移1.5m;方案4是在方案2的基礎(chǔ)上，將四角的分離器向中間平移1.5m。

　　2 模擬結(jié)果及分析

　　2.1 爐膛出口流量最大偏差

　　定義爐膛各出口中，顆粒流量最大和最小的出口，其顆粒流量百分比之差為爐膛出口顆粒流量最大偏差（以下簡稱“最大偏差”）。

　　由于模擬的過程是非穩(wěn)態(tài)過程，只分析一個時刻的數(shù)據(jù)有較大隨機性，故本文嘗試對數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計學(xué)方法處理。

　　對上述4種方案進行數(shù)值模擬后發(fā)現(xiàn)，時間達到20s時，6個出口煙窗的總流量基本穩(wěn)定。因此從20s開始，每隔5s采樣一次，到100s模擬結(jié)束為止，每種方案取樣17組數(shù)據(jù)。對每種方案的17個不同時刻的最大偏差進行如下操作：

　?。?）求均值;

　　（2）計算每個時刻的最大偏差與均值的差并取絕對值;

　?。?）剔除（2）中最大值對應(yīng)的時刻的數(shù)據(jù)。

　　將上述步驟進行3次，剔除3個誤差最大的點，最終得到14個不同時刻的最大偏差。

圖6——圖9分別為4種方案剔除誤差最大的3個點后的偏差散點圖。

　　對每種方案的14個值求平均值，并將此平均值作為每種方案的最大偏差。最終計算得到的結(jié)果如表1所示。可知在方案3的布置方式下，6個分離器的分布相對更加均勻，中間的分離器與其兩側(cè)的分離器的間距很接近，出口顆粒流量最均勻。

　　2.2 爐膛出口顆粒濃度分布

圖10——圖13分別是某時刻4種方案在Z=45m截面的顆粒濃度分布。

　　4種方案有一個共同點，即大量顆粒聚集在分離器入口爐膛內(nèi)壁面附近，而爐膛中心的顆粒濃度較小，這是因為在爐膛出口附近，煙氣發(fā)生90°偏轉(zhuǎn)分成6股，水平進入旋風分離器，大量細顆粒直接隨煙氣進入分離器，部分較重的顆粒碰撞爐頂后仍會進入分離器，少量較重顆粒在碰撞后會隨爐膛內(nèi)循環(huán)貼壁落回密相區(qū)。

　　另外，四角的4個分離器入口煙道的顆粒主要分布在煙道的直邊側(cè)，而直邊和分離器側(cè)面是相切的，這對通過離心力增大顆粒和分離器內(nèi)壁的摩擦力，減小顆粒速度，最終實現(xiàn)對顆粒的捕捉的原理工作的旋風分離器而言，是有利的。而對于出口b和出口e對應(yīng)的分離器入口，斜邊側(cè)的顆粒濃度更大，這對分離器的工作不利。

　　這樣的情況會造成四角的分離器和中間的分離器流量相差較大。

　　2.3 爐膛各出口顆粒流量統(tǒng)計

　　圖14和圖15分別是4種方案下，爐膛各出口的顆粒流量百分比。觀察發(fā)現(xiàn)，在4種方案下，每側(cè)的3個出口中，中間的出口的流量少于兩邊的。這是因為中間的出口（b和e）對應(yīng)工作條件不利的兩個分離器，分離效率較低。這與2.2中對圖10到圖13的分析結(jié)果是一致的。

　　對比4種方案發(fā)現(xiàn)，方案2和方案4有流量明顯偏高的出口，分別是出口f和出口c。方案1和方案3中的6個出口流量更均勻。

　　3 結(jié)論

　　本文利用Fluent軟件對660MW超臨界CFB鍋爐的4種不同的分離器布置方案進行了數(shù)值模擬。4種方案分別是：初始設(shè)計方案（方案1）;分離器軸對稱布置（方案2）;中間的分離器向x負向平移1.5m（方案3）;四角的分離器向中間平移1.5m（方案4）。

　　（1）本文使用統(tǒng)計方法對數(shù)據(jù)進行了處理，盡量減小了非穩(wěn)態(tài)過程帶來的隨機性。最終通過計算最大偏差，得到了出口流量分布更加均勻的方案3。

　?。?）觀察爐膛出口顆粒濃度分布發(fā)現(xiàn)，四角的分離器入口煙道顆粒主要分布在煙道的直邊側(cè)，這對旋風分離器的工作是有利的。而每側(cè)中間的分離器則相反，工作條件不利。這會造成中間的分離器的流量少于四角的分離器的流量。

　　（3）通過統(tǒng)計不同方案下爐膛六出口的顆粒流量，發(fā)現(xiàn)六分離器并行布置時，爐膛同側(cè)的3個出口中，中間的出口顆粒流量小于兩邊的出口，這與結(jié)論2是一致的。