中圖分類號 TQ051.5 文獻(xiàn)標(biāo)志碼 A 文章編號 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特性、積灰特性等，這對于火電廠鍋爐熱管式低溫省煤器的改進(jìn)和開發(fā)有重大工程指導(dǎo)意義。

針對電站鍋爐換熱器內(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]；何雅玲等對管排式換熱器的積灰特性進(jìn)行介紹，并設(shè)計了橢圓管換熱器用來減少積灰[5；王飛龍等對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)組為對象，利用Fluent軟件，通過用戶自定義函數(shù)（User-DefinedFunction，UDF）引人顆粒沉積模型，針對熱管式低溫省煤器折齒型螺旋翅片管束流動傳熱和積灰特性開展了瞬態(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其流動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)計提供參考。

1計算模型

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算域如圖2所示?？紤]到其結(jié)構(gòu)的周期性和流動相似性，計算域高度方向選取2個螺旋翅片間距高度，因本課題研究翅片在開齒部分存在一定的傾倒，為避免翅片表面與計算單元過近而形成復(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 ，所以計算域高度為（ 2p_f+δ_f+ 。入口段向上游延長8倍管徑，保證來流流速分布均勻，出口段向下游延長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

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

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

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)散對顆粒運(yùn)動的影響。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，由于顆粒體積分?jǐn)?shù)低于 10% 。顆粒運(yùn)動方程[10]如下：

其中， u 和 分別為煙氣和顆粒的運(yùn)動速度； ?;μ 為煙氣動力黏度； d_p 為顆粒粒徑； Re_p 為顆粒相對雷諾數(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

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

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，顆粒在撞擊換熱面后，其是否沉積或反彈是一個復(fù)雜的物理過程，這一過程不僅取決于顆粒的撞擊速度，還受到換熱面對顆粒的黏附能以及作用在顆粒上的氣動力的共同影響。EI-BATSHH和HASELBACHERH利用臨界剪切速度模型評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 為普朗特數(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，左右兩個側(cè)面設(shè)置周期性邊界條件，上下兩個側(cè)面設(shè)置對稱性邊界條件，基管管壁設(shè)置恒定壁溫且無滑移邊界條件。

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)值計算時對每一個顆粒的軌跡進(jìn)行跟蹤，直至全部顆粒都運(yùn)動出計算域[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算方法采用SIMPLE算法，對流項(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，認(rèn)為數(shù)值模擬收斂。

1.3 網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

對折齒型螺旋翅片表面網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，對計算模型的進(jìn)出口延長段網(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)格無關(guān)性驗(yàn)證，數(shù)值計算結(jié)果的變化小于 2% ，認(rèn)為網(wǎng)格達(dá)到獨(dú)立性要求?？紤]到計算精度和計算時間，采用80萬以上的網(wǎng)格數(shù)量進(jìn)行后續(xù)數(shù)值模擬計算。

1.4模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計算模型的可靠性，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)行對比驗(yàn)證。圖3給出了Nu和 Eu 的數(shù)值計算結(jié)果與關(guān)聯(lián)式的對比結(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傳熱的重要因素之一，翅片管附近的流場分布對顆粒的運(yùn)動起著關(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 時的翅片管束流場圖。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，煙氣側(cè)進(jìn)出口壓降也增加了約 88Pa 。

為分析煙氣流速對折齒型螺旋翅片管束流動傳熱特性的影響，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，煙氣流速從 4m/s 增加到 8m/s 時，傳熱因子呈下降趨勢，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，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，從0.042增加到0.101，增加幅度較大，這是因?yàn)殚_齒翅片齒的傾倒增強(qiáng)了對流體的擾動，在強(qiáng)化換熱的同時增大了阻力，由式（18）可知，進(jìn)出口壓差和最小流通面積平均流速決定阻力因子的變化，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，研究了煙氣流速對粒徑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，隨著顆粒粒徑的增大，顆粒沉積率呈先上升后下降的趨勢，顆粒沉積率最大出現(xiàn)在粒徑 5μm 時，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，對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，不同橫向管間距 S_r 下的翅片管束流場圖。由圖可見，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，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，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，同時煙氣更容易從無翅片區(qū)域流過，產(chǎn)生了更多的自由流體，因而換熱性能降低，流動阻力減小。從圖8不同橫向管間距下的翅片管束對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，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， 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，減弱了翅片管束對煙氣的擾動，使顆粒與管壁的碰撞效率降低，所以沉積率下降。這也可以說明較大的橫向管間距所對應(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，縱向管間距 S_L 的變化 （90～130mm） 對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)流體的流動滯止區(qū)減小，但同時促進(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，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，自由縱向流動變小，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，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， 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)動狀態(tài)受流體運(yùn)動的影響很大，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。這也說明增大縱向管間距可以強(qiáng)化換熱，但同時也導(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)緊湊性也會降低，需綜合考慮換熱性能和結(jié)構(gòu)問題對縱向管間距進(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，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，翅片管表面的顆粒沉積率隨流速增大而增加，對于粒徑為 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，粒徑為 5μm 時，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，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，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% 。通過分析可得，增大橫向管間距可減少流動阻力損失和積灰，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，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，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% 。通過分析可得，縱向管間距對傳熱性能影響較小，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）