雷健康，王浩楠，趙伶玲

（東南大學能源熱轉(zhuǎn)換及其過程測控教育部重點實驗室，江蘇 南京 210096）

電站鍋爐經(jīng)過選擇性催化還原（SCR）脫硝改造后，常出現(xiàn)氨逃逸現(xiàn)象，導致脫硝副產(chǎn)物硫酸氫銨（NH4HSO4，簡稱ABS）的生成[1]。ABS在空氣預(yù)熱器（空預(yù)器）冷端420~493 K溫度區(qū)間呈液態(tài)，具有強黏性，極易與煙灰顆粒結(jié)合并黏附在蓄熱板表面[2-3]，造成空預(yù)器冷端積灰。ABS黏結(jié)性積灰與普通松散性積灰不同，難以有效清除，致使空預(yù)器工作效率降低，堵灰嚴重時更會引起設(shè)備煙氣側(cè)壓降增大，送、引風機過載，影響鍋爐安全運行[4]。

國內(nèi)外學者多采用松散性積灰的計算方法，對回轉(zhuǎn)式空預(yù)器內(nèi)蓄熱板的積灰進行模擬[5]，在ABS黏結(jié)性積灰模擬算法上還有待深入研究。此外，傳統(tǒng)積灰模型多以臨界積灰速度為積灰準則[6]，以臨界剪切速度為積灰剝離準則[7]，很少考慮積灰層的動態(tài)生長對煙氣流速的影響，使得計算結(jié)果存在一定誤差。提高空預(yù)器積灰模型的計算精度，可以更好地預(yù)測空預(yù)器堵灰程度，吹灰器的工作效率將得到有效提升。

本文以某臺經(jīng)過SCR脫硝改造的600 MW機組的空預(yù)器中3種蓄熱板型為研究對象，在考慮松散性積灰和ABS黏結(jié)性積灰的基礎(chǔ)上，采用動網(wǎng)格技術(shù)和Fluent軟件用戶自定義函數(shù)（UDF）構(gòu)建動態(tài)積灰模型，并根據(jù)現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，對煙灰顆粒在蓄熱板間的積灰過程進行數(shù)值研究，對比了這3種蓄熱板型的積灰特性。

1 計算模型及研究對象

1.1 動態(tài)積灰模型

本文數(shù)值模擬應(yīng)用標準k-ε雙方程模型[8]對煙氣的湍流運動進行描述；采用離散相模型[9]（DPM）跟蹤煙灰顆粒的運動軌跡；通過相間傳熱模型和壁面?zhèn)鳠崮Ｐ蚚10]分別描述煙氣、蓄熱板與煙灰顆粒間的傳熱；煙灰顆粒與蓄熱板之間的黏彈性作用采取Maxwell模型[11]進行描述。在模型計算中，松散性積灰只考慮其彈性作用，忽略黏性作用，而ABS黏結(jié)性積灰則考慮黏性和彈性的綜合作用。

本文動態(tài)積灰模型通過設(shè)置壁面的楊氏模量、泊松比等參數(shù)，構(gòu)建2種不同積灰的臨界積灰速度準則[12]，使得該模型可同時模擬松散性積灰和ABS黏結(jié)性積灰。

對于煙氣與煙灰顆粒的氣-固兩相流動的相間作用，本文主要考慮了曳力、重力以及熱泳力[13]。在拉格朗日坐標系下，煙灰顆粒的運動方程及受力表達式為

式中：up和u分別表示顆粒速度和流體速度，m/s；t表示時間，s；FD(u-up)表示作用在顆粒上的曳力，N；g表示重力加速度，取9.8 m/s2；ρp和ρ分別表示顆粒密度和流體密度，kg/m3；Fth表示顆粒受到的熱泳力，N。

為描述壁面積灰層的動態(tài)變化過程，本文設(shè)定灰分沉積和剝離交替進行。沉積的判定準則為臨界速度法則：當煙灰顆粒法向速度高于臨界速度時，煙灰顆粒發(fā)生反彈；反之煙灰顆粒沉積在壁面上。剝離的判定準則為臨界剪切速度法則：當壁面流體剪切速度大于臨界值時，沉積顆粒剝落；反之顆粒依舊附著于沉積壁面。

動態(tài)積灰模型通過彈簧近似滑動網(wǎng)格技術(shù)和UDF調(diào)用Fluent軟件內(nèi)的DPM_EROSION宏、GRID_MOTION宏和EXECUTE_AT_END宏來實現(xiàn)積灰邊界層網(wǎng)格的動態(tài)變化過程。模擬過程通過顆粒軌跡跟蹤判斷煙灰顆粒是否在蓄熱板表面發(fā)生沉積，動態(tài)積灰數(shù)值模擬過程如圖1所示。

圖1 動態(tài)積灰數(shù)值模擬過程Fig.1 Numerical simulation process of dynamic ash accumulation

1.2 研究對象與網(wǎng)格劃分

某臺經(jīng)過SCR脫硝改造的600 MW機組，改造前采用HS型蓄熱板，改造后采用HCP型蓄熱板，蓄熱板結(jié)構(gòu)特性參數(shù)見表1。

表1 蓄熱板結(jié)構(gòu)特性參數(shù)Tab.1 The structural parameters of the regenerative plate

為增強對比，本文針對HS型、HC型及HCP型蓄熱板的1個流通單元（長2 300 mm，寬98 mm，高約7 mm）的波紋板元件作為計算區(qū)域。應(yīng)用GAMBIT軟件生成網(wǎng)格，網(wǎng)格劃分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，且計算前網(wǎng)格通過無關(guān)性驗證。HCP型蓄熱板幾何模型及局部網(wǎng)格如圖2所示。

在實際運行中，空預(yù)器內(nèi)煙灰的沉積非常緩慢。為降低模擬工作量，本文以回轉(zhuǎn)式空預(yù)器1個旋轉(zhuǎn)周期（80 s）為單位，對積灰強度進行了放大，放大因子[14]n=106。

圖2 HCP蓄熱板幾何模型及局部網(wǎng)格Fig.2 The geometry model and local grid generation of the HCP regenerative plate

2 模型驗證

2.1 撞擊率驗證

撞擊率是顆粒沉積的先決條件，本文將撞擊率的模擬值和理論計算值[15]進行比較，以驗證碰撞概率模型的準確性。根據(jù)文獻[15]的計算條件，本文在穩(wěn)態(tài)流場下，對直徑為d（1 μm≤d≤150 μm）的顆粒進行撞擊率數(shù)值模擬。計算所得顆粒撞擊率的模擬值和文獻理論計算值見表2。由表2可以看出，模擬值和文獻理論計算值的誤差均在5%~20%，說明本文撞擊率模型可基本反映顆粒撞擊特征。

表2 顆粒撞擊率驗證Tab.2 The verification of particle impact rate

2.2 ABS沉積假設(shè)驗證

本文模擬計算基于煙灰顆粒在420~493 K溫度區(qū)間發(fā)生ABS黏結(jié)性沉積的假設(shè)。為驗證該假設(shè)是否正確，本文對比分析了Menasha等人[16]的實驗結(jié)果。按文獻[16]確定幾何模型和邊界條件，將動態(tài)積灰模型導入求解器中進行模擬，得到煙溫的模擬結(jié)果和實驗值如圖3所示。由圖3可知：本文模擬值與文獻實驗值較為接近，表明本文所建動態(tài)積灰模型可較好地反映蓄熱板的溫度變化規(guī)律；當溫度處于420~493 K區(qū)間時，ABS轉(zhuǎn)換率大于80%，因此可認為該溫度區(qū)間內(nèi)發(fā)生了ABS黏結(jié)性積灰，即本文假設(shè)正確。

圖3 ABS轉(zhuǎn)換率與溫度的關(guān)系Fig.3 The relationship between ABS generation rate and temperature

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 積灰層分布

本文使用動網(wǎng)格描述積灰的動態(tài)生長，具體表現(xiàn)為上板積灰向下生長，下板積灰向上生長，故通過上下板的形變可表示積灰層分布?？疹A(yù)器旋轉(zhuǎn)80 s后3種板型沿ZY截面方向變形情況，即積灰層生長示意如圖4所示。

圖4 3種板型積灰層生長示意Fig.4 Schematic diagram of growth of ash deposition layer on the regenerative plates

由圖4可見：本文所構(gòu)建的動態(tài)積灰模型可描述灰垢外形生長過程；隨著空預(yù)器旋轉(zhuǎn)時間的增加，上下板間距愈來愈小。其中，HS型蓄熱板積灰最嚴重，上下板間距最小值為0.6 mm；HCP型蓄熱板積灰最少，平均板間距為3.8 mm。流通截面的縮小使得煙氣流動需要更大的壓差來驅(qū)動，故3種板型在空預(yù)器運行一段時間后壓降均緩慢增加。

3.2 壓力場

當蓄熱板積灰時流通截面變小，空預(yù)器內(nèi)煙氣總阻力壓降緩慢增加。圖5為空預(yù)器旋轉(zhuǎn)80 s內(nèi)3種板型的總阻力壓降變化。由圖5可見：當t=0 s時，HS型蓄熱板進出口壓降最?。?60 Pa）；而當t=80 s時，HS型蓄熱板壓降最大（1 000 Pa）。這表明HS型蓄熱板投運初期壓降較小，但抗堵灰能力有限，隨著運行時間的推移，積灰逐漸嚴重，壓降也隨之增加。

圖5 壓降與運行時間的關(guān)系Fig.5 Changes of pressure drop with operation hours

采用HS型蓄熱板的空預(yù)器內(nèi)總阻力壓降的變化量最大，運行80 s后增加了340 Pa；采用HC型和HCP型蓄熱板的空預(yù)器內(nèi)總阻力壓降的變化量相當，約為130 Pa，變化趨勢基本一致，但HCP型的總阻力壓降較小。這是由于HCP型在空預(yù)器冷端傳熱元件上壁面改為平滑的弓形平板，灰分不易沉積。從壓降變化方面考慮，HCP型抗堵灰能力最佳。

3.3 積灰強度

本文將單位面積上煙灰顆粒的沉積質(zhì)量定義為積灰強度，以描述蓄熱板壁面飛灰沉積的嚴重程度。積灰強度O的表達式為

式中，md表示蓄熱板某處積灰層的煙灰沉積質(zhì)量，A表示對應(yīng)位置的面積。

模擬計算得到空預(yù)器1個旋轉(zhuǎn)周期后，上、下蓄熱板積灰強度分布如圖6所示。由圖6可知，3種板型的積灰強度分布具有以下共同特點：松散性積灰主要集中于煙氣入口處，且積灰強度較??；ABS黏結(jié)性積灰主要集中在蓄熱板冷端，且積灰強度遠大于松散性積灰。這是由于液態(tài)ABS黏附在蓄熱板上，壁面泊松比和楊氏模量發(fā)生突降，使得煙灰顆粒的臨界積灰速度也突然減小，導致大量煙灰顆粒沉積于該區(qū)域。

對比圖6中3種板型可知，HS型蓄熱板積灰最嚴重，且上、下板最大積灰強度均達到6 000 μg/mm2，而煙氣出口段蓄熱板積灰強度接近零。這是由于煙氣出口段溫度低于ABS凝固點420 K，此時ABS呈固態(tài)失去黏結(jié)性，即該區(qū)間無ABS黏結(jié)性積灰。

圖6 上、下蓄熱板積灰強度分布Fig.6 The distribution of ash deposition intensity on upper and lower regenerative plate

HC型蓄熱板積灰強度低于HS型，且由于煙氣出口段溫度高于420 K，ABS處于液態(tài)，故該區(qū)域仍有少量ABS黏結(jié)性積灰。此外，HC型下板積灰強度高于上板。這是由于下板為大波高的起伏段結(jié)構(gòu)，煙灰顆粒容易發(fā)生撞擊，煙灰顆粒撞擊率的增加促使其在蓄熱板壁面沉積的概率提高。

HCP型蓄熱板積灰強度最低，且冷端沒有積灰。這是由于HCP型蓄熱板在冷端添加了平滑的弓形蓄熱板，減小了煙灰顆粒撞擊概率，即使該區(qū)域處于ABS液態(tài)溫度區(qū)間，也不會有ABS黏結(jié)性積灰。

人字形波紋蓄熱板可有效減少煙氣偏流率，弓形波紋蓄熱板可降低煙氣壓降，同時有利于吹灰器的貫穿吹掃。通過統(tǒng)計可得HS型蓄熱板（傳統(tǒng)DU型板）積灰總量為860 μg/mm2，HCP型蓄熱板積灰總量為413 μg/mm2，可見人字形和弓形波紋蓄熱板的結(jié)合可有效降低冷端ABS引起的黏結(jié)性積灰量，其黏結(jié)性積灰量僅約為傳統(tǒng)DU型板的50%。

空預(yù)器旋轉(zhuǎn)1周后各橫截面的積灰強度變化曲線如圖7所示。對比圖7中曲線可知：HS型蓄熱板積灰最嚴重，上、下板平均積灰強度比接近1:1，分別達到380 μg/mm2和392 μg/mm2；HC型蓄熱板積灰次之，上、下板平均積灰強度分別為179 μg/mm2和280 μg/mm2，比例約為1.0:1.5；HCP型蓄熱板積灰最少，上、下板平均積灰強度分別為161 μg/mm2和262 μg/mm2，比例約為1.0:1.6。需要注意的是，蓄熱板上下板的積灰強度之比并非定值，且大波高的起伏段比小波高的波紋段更易積灰。

圖7 沿流動方向各橫截面積灰強度分布Fig.7 The distribution of ash deposition intensity on each cross section along the flow direction

為分析松散性積灰區(qū)和ABS黏結(jié)性積灰區(qū)的積灰特性，本文統(tǒng)計了3種板型不同積灰區(qū)的積灰強度平均值，結(jié)果見表3。由表3可見，3種板型ABS黏結(jié)性區(qū)的積灰強度均為松散性積灰區(qū)的5倍及以上。因此，吹灰器在投運時應(yīng)通過調(diào)節(jié)吹灰蒸汽、吹灰時長，使得冷端吹灰強度達到熱端吹灰的5倍以上。

表3 松散性和ABS黏結(jié)性積灰區(qū)平均積灰強度對比Tab.3 The average ash deposition strength on the loose and ABS cohesive ash deposition area

4 結(jié) 論

1）本文構(gòu)建的預(yù)測空預(yù)器蓄熱板ABS黏結(jié)性積灰顆粒與蓄熱板表面碰撞、黏附、生長及剝離的動態(tài)積灰模型，可描述灰垢外形、生長過程及其導致的煙道壓降變化。

2）人字形波紋和弓形波紋蓄熱板的結(jié)合可有效降低冷端ABS引起的黏結(jié)性積灰量，其黏結(jié)性積灰量僅約為傳統(tǒng)DU型板的50%。

3）蓄熱板的上、下板積灰強度之比與蓄熱板板型相關(guān)，并非定值，且大波高的起伏段比小波高的波紋段更易積灰。

4）ABS黏結(jié)性積灰區(qū)的積灰強度為松散性積灰區(qū)的5倍及以上。