煙氣余熱換熱器氣側(cè)流動(dòng)傳熱及積灰特性的數(shù)值研究

中圖分類號(hào) TQ051.5 文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A 文章編號(hào) 0254-6094（2025）03-0431-08

換熱器是實(shí)現(xiàn)能源利用和熱量傳遞的關(guān)鍵設(shè)備，在煙氣余熱回收利用中起著重要作用，換熱器的設(shè)計(jì)直接影響系統(tǒng)的運(yùn)行效率[1]。隨著節(jié)能減排技術(shù)的發(fā)展，低低溫電除塵技術(shù)因其較高的除塵效率得到廣泛應(yīng)用，具體是在電除塵器前加設(shè)煙氣冷卻器，將 120～160^°C 的煙氣降溫至80＼～90°C 后送入電除塵器，進(jìn)而提高電除塵器的除塵效率。翅片管換熱器因具有較高的傳熱效率被廣泛使用，但煙氣中的顆粒易在換熱面上沉積，導(dǎo)致?lián)Q熱性能降低。因此，除了研究改善熱管換熱器換熱性能外，還需深入研究煙氣流動(dòng)特性、積灰特性等，這對(duì)于火電廠鍋爐熱管式低溫省煤器的改進(jìn)和開(kāi)發(fā)有重大工程指導(dǎo)意義。

針對(duì)電站鍋爐換熱器內(nèi)氣固兩相流及顆粒沉積情況，學(xué)者們進(jìn)行了相關(guān)方面的研究。BOURISD和BERGELESG把沉積層作為固體壁面處理，利用臨界沉積速度與法向恢復(fù)系數(shù)，數(shù)值研究了壁面上顆粒沉積與反彈行為[2]；PANYD等綜合考慮了顆粒的沉積、反彈與脫離，對(duì)省煤器管束表面的積灰特性進(jìn)行了研究3；FUL等采用數(shù)值方法預(yù)測(cè)了顆粒在換熱器表面的碰撞、黏附和反彈行為，研究表明，橢圓管束具有良好的抗積灰性能[4]；何雅玲等對(duì)管排式換熱器的積灰特性進(jìn)行介紹，并設(shè)計(jì)了橢圓管換熱器用來(lái)減少積灰[5；王飛龍等對(duì)比研究了兩種典型應(yīng)用的H翅片的積灰特性，研究表明，雙H型翅片管的抗積灰性能要優(yōu)于單H型翅片管[]。但目前大部分研究集中于H型翅片管換熱器的研究，而關(guān)于折齒型螺旋翅片管熱管式換熱器的流動(dòng)傳熱特性和積灰特性的研究則比較欠缺。

本課題以某超超臨界1000MW燃煤機(jī)組為對(duì)象，利用Fluent軟件，通過(guò)用戶自定義函數(shù)（User-DefinedFunction，UDF）引人顆粒沉積模型，針對(duì)熱管式低溫省煤器折齒型螺旋翅片管束流動(dòng)傳熱和積灰特性開(kāi)展了瞬態(tài)數(shù)值研究，具體分析了煙氣流速、顆粒粒徑、管束橫向管間距及管束縱向管間距對(duì)其流動(dòng)傳熱和積灰特性的影響規(guī)律，為電廠低溫?zé)峁苁∶浩鞯脑O(shè)計(jì)提供參考。

1計(jì)算模型

1.1 物理模型

折齒型螺旋翅片管結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中，基管管徑 D_o=48mm ，翅片高度 h_f=20mm ，鋸齒寬度w_s=4mm ，鋸齒高度 ：h_s=12mm ，翅片厚度 ?δ_f=1.8mm ，翅片間距 p_f ，折齒角度 α ，管束橫向管間距 S_r ，管束縱向管間距 S_L

折齒型螺旋翅片管束計(jì)算域如圖2所示。考慮到其結(jié)構(gòu)的周期性和流動(dòng)相似性，計(jì)算域高度方向選取2個(gè)螺旋翅片間距高度，因本課題研究翅片在開(kāi)齒部分存在一定的傾倒，為避免翅片表面與計(jì)算單元過(guò)近而形成復(fù)雜邊界，沿翅片傾倒方向基管端面與翅根端面保留 （0.4+h_ssinα）mm 另一端則保留 0.4mm ，所以計(jì)算域高度為（ 2p_f+δ_f+ 。入口段向上游延長(zhǎng)8倍管徑，保證來(lái)流流速分布均勻，出口段向下游延長(zhǎng)16倍管徑，避免發(fā)生回流。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 連續(xù)相模型

煙氣流動(dòng)為三維非穩(wěn)態(tài)、不可壓縮流動(dòng)，煙氣作為連續(xù)相的控制方程[7如下：

研究表明，RNG k-ε 湍流模型適合計(jì)算管子繞流問(wèn)題，該模型可以準(zhǔn)確模擬管子邊界層低雷諾數(shù)的流動(dòng)，因此，本課題采用RNG k-ε 模型[8]作為煙氣流動(dòng)的湍流模型：

式中 sk/ε;?_?0=4.38;β=0.012;C_?1ε=1.42;C_?2ε=1.68;α_?k=0.03; α_ε=1.393 。

1.2.2 離散相模型

煙氣顆粒運(yùn)動(dòng)情況復(fù)雜，本工作采用離散隨機(jī)軌跡模型和隨機(jī)渦流9模擬湍流擴(kuò)散對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)的影響。假設(shè)顆粒是均勻球形顆粒，不旋轉(zhuǎn)，忽略顆粒間的相互碰撞。采用Lagrange方法跟蹤顆粒運(yùn)動(dòng)，由于顆粒體積分?jǐn)?shù)低于 10% 。顆粒運(yùn)動(dòng)方程[10]如下：

其中， u 和 分別為煙氣和顆粒的運(yùn)動(dòng)速度； ?;μ 為煙氣動(dòng)力黏度； d_p 為顆粒粒徑； Re_p 為顆粒相對(duì)雷諾數(shù); C_p 為非線性阻力系數(shù)； F_D（u-u_p） 為作用在顆粒的電力； F_B?F_L?F_TH 分別為作用在顆粒的布朗力、Saffman升力和熱泳力[]

1.2.3 顆粒沉積模型

本課題對(duì)換熱面的顆粒沉積判斷采用基于動(dòng)量和能量守恒的判定方法。BRACHRM和DUNNPF2]基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)提出了一個(gè)半經(jīng)驗(yàn)的臨界捕獲速度 ，計(jì)算公式如下：

v_er=[2K/（d_pR²）]^10/7

k_s=（1-v_s²）/πE_s

k_p=（1-v_p²）/πE_p

其中， K 為有效剛度； R 為恢復(fù)系數(shù)； v_s 和 v_p 分別為換熱面泊松比和沉積顆粒泊松比； E_s 和 E_p 分別為換熱面彈性模量和沉積顆粒彈性模量。

當(dāng)煙氣流經(jīng)換熱器時(shí)，顆粒在撞擊換熱面后，其是否沉積或反彈是一個(gè)復(fù)雜的物理過(guò)程，這一過(guò)程不僅取決于顆粒的撞擊速度，還受到換熱面對(duì)顆粒的黏附能以及作用在顆粒上的氣動(dòng)力的共同影響。EI-BATSHH和HASELBACHERH利用臨界剪切速度模型評(píng)估沉積顆粒能否從換熱面剝離[13]，當(dāng)壁面摩擦速度 v_w 大于臨界剪切速度 u_τc ，顆粒脫離沉積換熱面，其計(jì)算公式如下：

其中， W_A 為黏附常數(shù)，筆者以SOLTANIM和AHMADI G^[14] 推薦的 W_ΔA=0.039J/m² 作為計(jì)算參數(shù)： E 為復(fù)合彈性模量。

壁面摩擦速度 為：

其中， v 為煙氣運(yùn)動(dòng)黏度； Φ_n??U 為煙氣沿壁面外法線方向的速度梯度。

1.2.4 數(shù)據(jù)處理

傳熱因子j、阻力因子f為：

其中， u_max 為管束最小流通截面平均流速;A。為管束最小流通截面積； A₀ 為管束換熱總面積；Nu 為努塞爾數(shù)； Pr 為普朗特?cái)?shù)。

1.2.5 邊界條件

連續(xù)相。設(shè)置速度入口、壓力出口邊界條件，左右兩個(gè)側(cè)面設(shè)置周期性邊界條件，上下兩個(gè)側(cè)面設(shè)置對(duì)稱性邊界條件，基管管壁設(shè)置恒定壁溫且無(wú)滑移邊界條件。

離散相。顆粒從進(jìn)口邊界以面源方式噴入，進(jìn)、出口邊界設(shè)置escape，管壁面設(shè)置user-de-fined，數(shù)值計(jì)算時(shí)對(duì)每一個(gè)顆粒的軌跡進(jìn)行跟蹤，直至全部顆粒都運(yùn)動(dòng)出計(jì)算域[15]。煙氣參數(shù)如下：

煙氣進(jìn)口速度 4～8m/s 進(jìn)口煙氣溫度 420K 管壁溫度 350K 翅片管材料 ND鋼 翅片導(dǎo)熱系數(shù) （204 43W/（m?K） 顆粒粒徑 1～10μm 顆粒密度 2 000kg/m³ 顆粒濃度 30g/m³ 顆粒比熱容 1680J/（kg?K）

本課題壓力速度耦合計(jì)算方法采用SIMPLE算法，對(duì)流項(xiàng)的離散格式為二階迎風(fēng)，能量殘差小于 10^-7 ，其余變量殘差小于 10^-6 時(shí)，認(rèn)為數(shù)值模擬收斂。

1.3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

對(duì)折齒型螺旋翅片表面網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，對(duì)計(jì)算模型的進(jìn)出口延長(zhǎng)段網(wǎng)格做適當(dāng)稀疏處理，以傳熱因子j和阻力因子f為特征，進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，數(shù)值計(jì)算結(jié)果的變化小于 2% ，認(rèn)為網(wǎng)格達(dá)到獨(dú)立性要求。考慮到計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間，采用80萬(wàn)以上的網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行后續(xù)數(shù)值模擬計(jì)算。

1.4模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算模型的可靠性，將不同 Re 下折齒型螺旋翅片管束數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。圖3給出了Nu和 Eu 的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與關(guān)聯(lián)式的對(duì)比結(jié)果，由圖可知， Nu 和 Eu 的最大偏差為 7.62% 和 5.01% ，平均偏差均在 4% 以內(nèi)，數(shù)據(jù)吻合良好，因此，本工作的計(jì)算模型是可靠的。

2 數(shù)值結(jié)果與討論

2.1 煙氣參數(shù)的影響

2.1.1 煙氣流速

煙氣流速是影響換熱器流動(dòng)傳熱的重要因素之一，翅片管附近的流場(chǎng)分布對(duì)顆粒的運(yùn)動(dòng)起著關(guān)鍵作用。研究發(fā)現(xiàn)，煙氣顆粒易聚集在低渦量、高應(yīng)變速率區(qū)域。圖4為煙氣流速 4～8m/s 時(shí)的翅片管束流場(chǎng)圖。由圖可知，隨著煙氣流速的增大，翅片管束兩側(cè)流速持續(xù)增加，管束尾流區(qū)域面積逐漸縮小，煙氣換熱量提高約87W，同時(shí)，煙氣側(cè)進(jìn)出口壓降也增加了約 88Pa 。

為分析煙氣流速對(duì)折齒型螺旋翅片管束流動(dòng)傳熱特性的影響，圖5給出了不同煙氣流速下傳熱因子和阻力因子的變化曲線圖。由圖可知，煙氣流速?gòu)?4m/s 增加到 8m/s 時(shí)，傳熱因子呈下降趨勢(shì)，從0.010772減小到 0.007 654 ，降低了約28.9% ，這是因?yàn)闊煔饬魉俪掷m(xù)增加時(shí)，入口煙氣流量也在逐步增加，導(dǎo)致進(jìn)出口溫差逐漸降低，傳熱因子降低；阻力因子f呈增大趨勢(shì)，從0.042增加到0.101，增加幅度較大，這是因?yàn)殚_(kāi)齒翅片齒的傾倒增強(qiáng)了對(duì)流體的擾動(dòng)，在強(qiáng)化換熱的同時(shí)增大了阻力，由式（18）可知，進(jìn)出口壓差和最小流通面積平均流速?zèng)Q定阻力因子的變化，因?yàn)樽钚×魍ń孛嫫骄魉俚脑龇陀谶M(jìn)出口壓差的增幅，所以阻力因子增大。

在進(jìn)口流速為 4～8m/s 時(shí)，研究了煙氣流速對(duì)粒徑1 ，5，10μm 顆粒沉積率的影響，圖6給出了3種粒徑顆粒下的顆粒沉積率隨進(jìn)口流速的變化曲線。從圖6可以看出，對(duì)于粒徑為 1.5μm 的顆粒，顆粒沉積率隨進(jìn)口流速的增大分別增加了64.15% 和 45.32% 。由式（10）得知，由于小粒徑顆粒臨界捕獲速度較大，在一定流速范圍內(nèi)，雖然煙氣流速增大了，但并沒(méi)有超出顆粒臨界捕獲速度，故小粒徑顆粒撞擊翅片管壁面之后，更容易吸附在管壁上，導(dǎo)致沉積率較大。對(duì)于粒徑為10μm 的顆粒，煙氣流速在 5m/s 之后，顆粒沉積率基本保持不變，這是由于顆粒粒徑越大，顆粒的慣性越大，不易受氣流低渦量和高應(yīng)變速率產(chǎn)生阻力的影響，臨界捕獲速度相對(duì)較小，制約著大粒徑顆粒的沉積。

2.1.2 顆粒粒徑

如上節(jié)所述，顆粒粒徑的大小對(duì)翅片管的積灰特性也有影響。圖7給出了顆粒沉積率隨不同顆粒粒徑的變化曲線。由圖7可見(jiàn)，隨著顆粒粒徑的增大，顆粒沉積率呈先上升后下降的趨勢(shì)，顆粒沉積率最大出現(xiàn)在粒徑 5μm 時(shí)，該結(jié)果與文獻(xiàn)[3，17]中的結(jié)論一致。這是由于小粒徑顆粒質(zhì)量低、慣性小，容易跟隨流體運(yùn)動(dòng)，對(duì)管壁的碰撞效率也不高，因此沉積率較低；隨著顆粒粒徑的增大，顆粒慣性變大，對(duì)管壁的碰撞效率增加，沉積率增加；隨著顆粒粒徑的進(jìn)一步增大，顆粒碰撞管壁后容易回彈或偏轉(zhuǎn)，從而脫離壁面，此外大粒徑顆粒的慣性更大，不易受流體影響，受尾渦區(qū)的影響較小，因而沉積率下降。

2.2 管束結(jié)構(gòu)

2.2.1 橫向管間距

圖8給出了折齒型螺旋翅片管束縱向管間距S_L=110mm，u=6m/s 時(shí)，不同橫向管間距 S_r 下的翅片管束流場(chǎng)圖。由圖可見(jiàn)，隨著橫向管間距增大，管束間的最小流通截面積增大，導(dǎo)致煙氣不能很好的接觸翅片，換熱性能降低。橫向管間距 S_r 從90mm 增加到 130mm 時(shí)，煙氣換熱量降低約54W，煙氣側(cè)進(jìn)出口壓降減少約 109Pa 。

圖9為不同橫向管間距下的傳熱因子和阻力因子變化曲線圖。圖9顯示，在 S_r 為 90～130mm 時(shí)，傳熱因子減小了約 7.61% ，阻力因子減小了約27.2% ，這是因?yàn)闄M向管間距的增大，最小流通截面積變大，管束附近流速降低，煙氣與折齒翅片的接觸減少，煙氣的擾亂程度降低，同時(shí)煙氣更容易從無(wú)翅片區(qū)域流過(guò)，產(chǎn)生了更多的自由流體，因而換熱性能降低，流動(dòng)阻力減小。從圖8不同橫向管間距下的翅片管束對(duì)稱中心截面的速度分布云圖也可以看出差異。

圖10給出了不同顆粒粒徑下，顆粒沉積率隨橫向管間距變化的直方圖。由圖可以看出，在顆粒入口質(zhì)量流量相同時(shí)，兩種粒徑顆粒的沉積率隨橫向管間距的增大而減小。在橫向管間距 從90mm 增加到 130mm 時(shí)， 5μm 粒徑的顆粒沉積率從0.147下降到0.048，降幅約 67.3% ，而 10μm 粒徑的顆粒沉積率從0.0933下降到0.0462，降幅約50.5% 。這是因?yàn)殡S著橫向管間距的增大，煙氣自由流通面積增多，流速降低，減弱了翅片管束對(duì)煙氣的擾動(dòng)，使顆粒與管壁的碰撞效率降低，所以沉積率下降。這也可以說(shuō)明較大的橫向管間距所對(duì)應(yīng)的顆粒沉積率及壓降較小，但是換熱器傳熱性能同樣重要，需綜合考慮傳熱、積灰等因素來(lái)合理地選取橫向管間距。

2.2.2 縱向管間距

研究橫向管間距 S_r=110mm，u=6m/s 時(shí)，縱向管間距 S_L 的變化 （90～130mm） 對(duì)折齒型螺旋翅片管束傳熱性能的影響。圖11為不同縱向管間距下的翅片管束流場(chǎng)圖，由圖11可知，隨著縱向管間距的增大，煙氣容易到達(dá)管束縱向間隙，管束迎風(fēng)側(cè)流體的流動(dòng)滯止區(qū)減小，但同時(shí)促進(jìn)了管束背風(fēng)側(cè)渦流區(qū)的充分發(fā)展，導(dǎo)致?lián)Q熱性能和進(jìn)出口壓差均有所提升。煙氣換熱量提高約31W，煙氣側(cè)進(jìn)出口壓降增大約 17.9Pa 。

圖12給出了不同縱向管間距下的傳熱因子和阻力因子變化曲線圖，由圖可見(jiàn)，隨著縱向管間距的增大，傳熱因子j增幅約 14.8% ，阻力因子 ?f 增幅約 27.6% 。這是因?yàn)榭v向管間距的增大，煙氣流道變長(zhǎng)，自由縱向流動(dòng)變小，流體可以更好地接觸迎風(fēng)側(cè)表面，提升換熱性能，但背風(fēng)側(cè)渦流也隨著縱向管間距的增大得到了充分發(fā)展，導(dǎo)致流體流動(dòng)阻力增強(qiáng)。

圖13給出了不同顆粒粒徑下，顆粒沉積率隨縱向管間距變化的直方圖。在顆粒入口質(zhì)量流量相同時(shí)，兩種粒徑顆粒的沉積率隨縱向管間距的增大而增大。在縱向管間距 S_L 從 90mm 增加到

130mm 時(shí)， 5μm 粒徑的顆粒沉積率從0.0678增加到0.0898，增幅約 32.4% ，而 10μm 粒徑的顆粒沉積率從0.0553增加到0.0795，增幅約 43.8% 。這是因?yàn)轭w粒運(yùn)動(dòng)狀態(tài)受流體運(yùn)動(dòng)的影響很大，隨著縱向管間距增大，折齒型螺旋翅片管束的背風(fēng)側(cè)渦流充分發(fā)展，后排管束受前一排管束尾渦的影響較多，低速區(qū)的顆粒增多，增加了與后排管束的碰撞概率，同時(shí)縱向管間距的增大，管束縱向間隙增大，顆粒響應(yīng)反彈引起的橫向位移的弛豫時(shí)間充足，反彈到相鄰管束的幾率增加，所以沉積率上升。這也說(shuō)明增大縱向管間距可以強(qiáng)化換熱，但同時(shí)也導(dǎo)致阻力損失增加和顆粒沉積率上升，并且換熱器的結(jié)構(gòu)緊湊性也會(huì)降低，需綜合考慮換熱性能和結(jié)構(gòu)問(wèn)題對(duì)縱向管間距進(jìn)行合理選擇。

3結(jié)論

3.1煙氣換熱量和進(jìn)出口壓降與煙氣流速成正比，在煙氣流速為 4～8m/s 時(shí)，傳熱因子降幅約28.9% ，阻力因子f從0.042增加到0.101。顆粒粒徑為1 .5μm 時(shí)，翅片管表面的顆粒沉積率隨流速增大而增加，對(duì)于粒徑為 10μm 的顆粒，煙氣流速在5m/s 之后，顆粒沉積率基本保持不變。

3.2顆粒沉積率受顆粒自身慣性和流場(chǎng)的相互作用影響。相同煙氣流速下，顆粒沉積率隨粒徑增大呈先上升后下降趨勢(shì)，粒徑為 5μm 時(shí)，顆粒沉積率最大。

3.3煙氣換熱量和進(jìn)出口壓降與橫向管間距成反比。在 σ_ST H90～130mm 時(shí)，傳熱因子j和阻力因子f分別減小了約 7.61% 和 27.2% 。在顆粒入口質(zhì)量流量相同時(shí)，顆粒沉積率與橫向管間距成反比， 5μm 粒徑的顆粒沉積率降幅約 67.3% 10μm 粒徑的顆粒沉積率降幅約 50.5% 。通過(guò)分析可得，增大橫向管間距可減少流動(dòng)阻力損失和積灰，但換熱性能降低。3.4煙氣換熱量和進(jìn)出口壓降與縱向管間距成正比。在 S_L ∴∣-190-130mm 時(shí)，傳熱因子j和阻力因子分別增加了約 14.8% 和 27.6% 。在顆粒入口質(zhì)量流量相同時(shí)，顆粒沉積率與縱向管間距成正比， 5μm 粒徑的顆粒沉積率增幅約 32.4% ，10μm 粒徑的顆粒沉積率增幅約 43.8% 。通過(guò)分析可得，縱向管間距對(duì)傳熱性能影響較小，減小縱向管間距可減少阻力損失和降低顆粒沉積率。

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（收稿日期：2024-07-29，修回日期：2025-05-20）

Numerical Study on Gas-side Flow Heat Transfer and Ash Accumulation Characteristics of Flue Gas Waste Heat Exchangers

YIN Yu-shi， YU Bin， SHANG Yu-xun，DUAN Song-jiang

（School ofMechanicalandPowerEngineering，Nanjing UniversityofTechnology）

AbstractThrough taking the spiral-fin tube bundle of the evaporating end of the heat pipe-type low-temper

ature economizer of waste heat boiler as the object of study，and based on Fluent software and combined with

user-defined function （UDF），a numerical simulation research was carried out and the effects of flue gas pa（Continued on Page 497）