温度和压力对旋风分离器高温除尘性能影响的研究许世森(西安 电力部热工研究院)许晋源(西安交通大学)许传凯(电力部热工研究院)摘要高温除尘是 P FBC 2CC 和 IGCC 等先进燃煤联合循环发电系统的核心技术之一 旋风分离器以其构造简朴、耐高温、运营费用低等特点已成为燃煤联合循环系统中不可缺少的预除尘设备该 文通过理论和实验研究, 揭示了温度和压力两个重要参数对旋风分离器高温除尘性能影响的规 律, 提出了描述这些规律的理论关系式, 并进行了实验验证图 10 参 9主题词: 旋风除尘器 温度 压力除尘性能 研究尚未突破的状况下, 研究旋风分离器的高温、高压除尘性能更显得重要和迫切 本文通过 一定的理论研究, 结合大量的实验, 探讨温度和压力对旋风分离器除尘机理和性能的影响规律引言高温除尘是 P FBC 2CC 和 IGCC 等先进 燃煤联合循环发电系统中的核心技术之一, 是进一步提高燃煤联合循环机组效率和延长 寿命的潜力所在 由于高温除尘技术上的高 难度和理论上的不成熟, 迄今尚未突破虽然 旋风分离器除尘效率达不到联合循环发电精 细除尘过程的规定, 但它具有构造简朴、耐高 温及运营成本低等突出长处, 是高温除尘系 统中必不可少的预除尘设备。
常温常压下旋风分离器的性能在理论和 设计运营方面已趋成熟, 并已广泛应用于工 业气固分离过程 但是, 在高温、高压下旋风 分离器除尘性能的研究仅停留在常温常压理 论和少数实验的水平, 尚没有得到温度和压 力对旋风分离器性能影响的规律这给高温、 高压旋风分离器的设计, 以及掌握高温、高压 下的性能带来困难而作为高温预除尘设备, 其性能直接影响着随后的精细除尘和机组的 安 全稳定运营 特别在目前高温精除尘技术01 理论研究1. 1 旋风分离器临界分离粒径的理论公式旋风分离器的临界分离粒径有两种措施 表达: 一种觉得某一粒径粉尘有 50% 的分级分离效率, 该粒径称为切割粒径 d c50; 另一种 觉得不小于某一粒径的粉尘所有被捕集, 该粒径称为临界分离粒径 d c100 上述两种临界分 离粒径可分别由典型的假想圆筒理论1 和离心沉降分离理论2 得到类似的体现式, 即 118R 0 ΛU r2切割粒径为 d c50 =(1)2U t Θp从图 1 可知, 假想圆筒上的径向速度U r为: a bU i (2)U r =2ΠRH0e 19Λa bU i2因而1996 07 21 收到来稿d c50 =(3)ΠΘU 2p t H e第 2 期动力工 程·53·风分离器的临界分离粒径 d c50 和 d c100 与分离器的构造尺寸 (D o、D s、H 、a、b )、入口速度U i , 以及气体和尘粒的性质 (Λ、Θp ) 有关。
有关 构造优化目前已有进一步研究, 但气体和尘粒 性质对旋风分离器性能的影响研究较少对于气流和尘粒性质, 当其他条件不变 时, 有Λd c50 ∝(11)Θp该式则阐明了当气体温度升高时, 旋风分离器的临界分离粒径增大 同步, 由式 (7) 可知, 温度升高涡旋指数 n 减小, 那么在相似 条件下, (D o ƒD s ) n 随温度的升高而增大, 临界分离粒径也增大, 这必然导致除尘效率的 下降1. 2 分离器的压损公式在旋风分离器内, 由于存在旋流而引起 气流的离心力, 使气流的压力发生变化设在 半径 r 上取 d r, 由 d r 内的气流离心力引起压 力上升 dp , 则图 1 旋风分离器构造示意图由于U tsR n = U tR n(4)sonR s则U t = U ts(5)R 017 <2U t2dp = Θ r d r = ΘΞ rd r(12)文献3 给出在 0.范畴内的经验公式为a b ƒD s <0.41设半径为 R o 的圆筒面上的旋转速度为U t =R o Ξ, 则可得到在 R o 内侧因强制旋流所引起 的压力上升 P r , 则有a b(6)U ts = 3. 47 U iD s涡旋指数 n 值可用 下 面 经 验 公 式 计2ΘU toR o0R o∫0 ΘΞ rd r =2(13)20. 3T在 R o 外侧, 由于自由旋流所引起的压力上升n = 1 - (1 - 0. 351D 0. 14 )(7)s283P c , 运用U t r = co n st 的关系得到n将式 (5) 代入式 (3) , 得k 2rr ΘP c = ∫dP= ∫Θ 2n+ 1 122(U t )d r=U to -nΛD o2c2rnd c50 = 0. 488D s(8)R oRoΘp H eU iD s2nr由离心沉降分离理论可得临界分离粒=- 1(14)R o径:式中的指数 n≈ 0. 7～ 0. 93 。
旋风分离器内出入口间的理论压差 ∃ P c 1 R 2 29Λ s - R o 12(9)d c100 =ΠΘpD sU iN即为式 ( 14) 从 R o 到 R s 的积分 若取 n =1,22U t tk H=(R s - R o )其中 转圈数N =(10)则U = U , 有:2ΠR si t2R sa b2R由式 ( 1)、式 ( 3) 和式 ( 9) 都可以看出, 旋is∃P c ≈2. 37- 1(15)R o© 1994- China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. ΘU 22ΘU 2t2n·54·动 力工程第 17 卷由式 ( 15) 可知, 旋风分离器的压损与入口速度的平方成正比, 也正比于外筒与内筒 半径之比的平方式(15) 表达了旋风分离器的最重要的压 损除此之外, 还应涉及出入口的扩大和缩流损失, 以及壁面的摩擦损失目前尚缺少全面 计算旋风分离器压损的理论, 但仍然可以采用根据实验得到涉及构造因素和运营因素在内的经验关系式 如5 :由该模型可以推导出切向入口旋风分离器的分级分离效率 Γf 如下7 :Γf(19)= 1 - exp- 2 (c7 )Θp d 2pU i式中 7 =(k + 1)18ΛD s式(19) 可写成如下形式8:md pΓf = 1 - exp(20)- 0. 693d c50式中 分离指数m = 0. 8～ 1. 5。
旋风分离器的总除尘效率 Γ 计算式为:0. 775 1. 775∃P = 0. 243Λ0. 225 ΘU i(16)∞c2D 1. 225∞∫cΓ = ∑Γ f ′=(21)Γfi i dxf ii式中含尘气流粘度 Λc = K c Λ, 其中系数 K c(≈ 0. 5～ 1. 0) 随含尘浓度 C i 增长而 增长0i= 0若入口灰尘的粒度分布密度函数 f i (x )和分级效率曲线符合 R o sin 2R amm le r 分布,则可得此外, 尚有阻力计算式: 1 2ΝΘU iΓ =(22)(17)∃P =dc5021 +d 50其中阻力系数 Ν有许多学者进行过实验测量, 但定性的关系与上述理论计算式和经 验式相似当旋风分离器带粉后, 由于被分离的物料在外筒壁旋转下降时与壁面的摩擦而减少 了尘粒的速度, 壁面附近气流的速度也减小同步, 由于径向运动的大量尘粒拖曳了大量空气, 以致涡旋气流的涡旋指数 n 减少至0. 5～ 0. 6 左右并且, 灰尘从速度较高的气流向 外运动到速度较低的气流时, 把能量传递给涡旋气流外层, 减小了差压。
因此, 带粉时的 压损较纯空气时的压损小, 且随着带粉浓度的增长压损减少 这一点也被大量的实验所 证明 含尘气流的压降可表达为1. 4 温度和压力对旋风分离器压降的影响由气体的动力粘度与温度的曲线可以回 归出空气和燃煤的动力粘度与温度的函数关系式9:0. 683273 + t1. 75 × 10- 8Λ=273(空气)(23)0. 669273 + t1. 65 × 10- 8Λ=273(烟气)(24)273 P 又有Θ= Θ( )25o273 + tP o由式 (15) 可得2R s∃P =2. 37-1R o∃P ′c = (1 - Υ C i ) ∃PΥ= 0. 0198 或 Υ= 0. 01156 18)U 2i P Θo273×(26)式中P o273 +t1. 3 旋风分离器效率的理论计算式转圈理论和假想圆筒理论没有考虑湍流 扩散因素的影响, 而这种影响对于细尘粒则是不容忽视的在进行除尘效率的推导时, 采用L e ith D 和L ich t W 的边界层分离理论的 横向渗混模型考虑到气体粘性对压降的影响, 由式(16) 可得U 1. 7750. 6210. 775273Pi∃P = 0. 013 2D 1. 225273 + tP oc(27)在其他条件不变、只有温度和压力变化时, 可© 1994- China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 1212K + 2第 2 期动力工 程·55·以觉得如果随着温度的提高而增长流量, 以保持压力降恒定。
尽管效率和入口流速之间也ef∃ P 1T 2P 1(e, f ≤ 1)(28)∃P 2 =T 1P 2ln ( 1 - Γ f 1 )0. 5Ui2有 ln (1 - Γ, 即效率随流量增=由式 ( 26) 和式 ( 27) 可以看出, 在压力不变时, 温度升高, 旋风分离器的压降减小; 而 在温度不变时, 压力升高, 则压降增长 与式(26) 相比, 式 ( 27) 表达了温度和压力对分离 器压降的影响都不是。