一種新型受熱面飛灰顆粒的沉積特性

李金波，王沛麗，程林

?

一種新型受熱面飛灰顆粒的沉積特性

李金波，王沛麗，程林

（山東大學熱科學與工程研究中心，山東 濟南 250061）

以一種余熱鍋爐中新型的受熱面為研究對象，采用實驗研究和數值模擬的方法研究其飛灰沉積特性。建立了菱形受熱面飛灰顆粒的沉積模型，對飛灰顆粒的反彈、黏附及脫落過程進行預測，并與叉排管束和順排管束的含灰煙氣流的速度場、溫度場和飛灰顆粒沉積率進行比較。結果表明，菱形受熱面在換熱和飛灰沉積方面優勢明顯。沉積主要集中于受熱面左上部，顆粒由于慣性碰撞在迎風側沉積。相同速度下，隨顆粒粒徑增加沉積率先增大后減小，在3 m·s-1的煙氣流速下顆粒直徑為5 μm時飛灰顆粒沉積率最高，為9.49%。保持粒徑不變，隨速度增大沉積率逐漸降低。

飛灰沉積；受熱面；模型；數值模擬；實驗驗證

引 言

受熱面積灰結渣是鍋爐普遍存在的現象，受熱面灰污可使鍋爐傳熱效率下降10%～20%[1]。這些問題輕則會弱化傳熱，降低鍋爐的熱效率，重則會導致機組降負荷運行。因此，研究受熱面積灰對鍋爐的安全經濟運行具有重要意義。

對于低溫余熱鍋爐，煙氣溫度一般低于飛灰熔點，受熱面積灰主要為松散性積灰。積灰形式主要有渦流沉積、擴散沉積、熱泳力碰撞沉積、慣性碰撞沉積等[2]。當飛灰顆粒粒徑大于10 μm時，顆粒輸運主要靠慣性力的作用。因此，在這些沉積機制中慣性沉積是最主要的沉積方式。目前，對于余熱鍋爐受熱面氣固兩相流及顆粒沉積的研究主要有實驗研究和數值模擬兩種方法。劉博等[3]采用實驗方法研究余熱鍋爐對流區受熱面積灰的特性，分析了濃度、風速、灰樣特性和管束特性對余熱鍋爐積灰的影響規律。裴煒等[4]通過實驗研究鍋爐管內腐蝕結垢的機理，分析了結垢的影響因素。Manickam等[5]對帶有輻射室和對流區的冶煉余熱鍋爐模型進行數值模擬，得到了煙氣的溫度場和流場分布，并結合顆粒黏結性隨溫度的變化規律分析了發生積灰的可能性。周翼等[6]對水泥窯窯頭余熱鍋爐內顆粒撞擊順列光管進行數值模擬，研究不同橫縱向間距、管束直徑及顆粒入口速度等因素對飛灰顆粒撞擊管束行為的影響，得出了飛灰顆粒橫掠順列光管管束的運動規律。潘亞娣等[7]根據鍋爐煙道內顆粒沉積的實際狀況，基于沉積體的散體力學性能和凹凸表面特征研究顆粒與沉積體之間的慣性碰撞沉積機制，提出了臨界黏附角和臨界反彈速度準則，并以銅粒子碰撞沉積體為對象進行算例分析，模型預測與實驗結果基本一致。呂太等[8]基于電廠75 t·h-1秸稈鍋爐過熱器的積灰問題進行數值模擬，通過對不同標高下的速度云圖、壓力系數和速度矢量圖分析得出過熱器管段積灰的規律，同時根據數值模擬的結果對吹灰器進行了改造。

在常見余熱鍋爐中，受熱面管束的布置方式通常為順排和叉排。順排受熱面換熱管排列均勻，可明顯減少顆粒沉積，但換熱效率較低；叉排受熱面換熱管交叉布置，換熱效率提高，但飛灰沉積明顯。如何在保證換熱效率的同時盡量減少飛灰顆粒的沉積始終是余熱鍋爐中值得研究的一個問題。

本工作以一種新型受熱面為研究對象，應用 CFD商業軟件Fluent15.0進行數值模擬，結合實驗研究給出了這種新型受熱面的傳熱和飛灰沉積的特性，分析了煙氣速度、顆粒直徑對沉積分布、沉積率的影響，并與順排管束和叉排管束的相關結果進行比較。相關結論可為這種新型受熱面的運行和推廣提供數據支持和有益參考。

1 模型介紹

本課題組以某水泥廠低溫余熱為熱源，在余熱鍋爐中構建了一組菱形受熱面。對應的物理模型和數學模型如下所述。

1.1 物理模型

構建二維菱形受熱面模型，換熱管24列16排，38 mm×3.5 mm，受熱面整體尺寸為長3 m、寬2.5 m，并在受熱面區間內加裝折流板。為獲取管束排列方式改變對換熱器飛灰顆粒沉積的影響，選取總受熱面積相同的順排受熱面和叉排受熱面進行對比研究。順排受熱面和叉排受熱面均由10排38列38 mm×3.5 mm換熱管組成，其尺寸見表1，排布方式如圖1所示。

表1 受熱面結構參數 Table 1 Structural parameters of heat transfer surface

1.2 氣相模型

利用Fluent軟件對管外煙氣流場進行二維定常模擬。在模擬過程中煙氣的壓力、溫度、速度等都隨時間與空間變化。流體流動遵循物理守恒定律，基本的守恒定律包括質量守恒定律、能量守恒定律和動量守恒定律。

本工作數值模擬通用控制方程為式（1）[9]

式中，為速度矢量。代表不同變量時，該控制方程可以表示連續性方程、動量方程、能量方程，擴散系數和源項S也對應各自方程中的值[10-11]。

根據實驗所測結果，該受熱面入口煙氣速度范圍為3～7 m·s-1，入口煙溫200～300℃，對應Reynolds數范圍3488～8424。

同時考慮低Reynolds數特點和顆粒隨管壁近壁面渦流脫落的運動和黏附沉積，本工作采用標準-模型進行運算，控制方程如下。

湍流動能方程的輸運方程

擴散方程的輸運方程：

1.3 顆粒相模型

本工作采用Lagrange跟蹤方法，結合顆粒受力方程預測顆粒相運動。在Lagrange坐標系下，追蹤與煙氣一同進入余熱鍋爐的飛灰粒子，通過求解一系列有關粒子速度和位置的常微分方程得到每個粒子自進入求解區域開始的瞬時參數，進而得到粒子的運動軌跡。數值模擬僅考慮連續相氣體的湍流特征對飛灰粒子的運動影響[12-13]。

粒子運動的控制方程如式（4）所示

其中，D(-p)為作用于顆粒的拖曳力

式中，和p分別為流體和顆粒的運動速度，p為顆粒直徑，D為非線性曳力系數，B和L分別為作用于顆粒的布朗力和Staffman升力，TH為熱泳力[14-15]。

根據實驗所測結果，余熱鍋爐煙氣內所含飛灰顆粒直徑分布為1～20 μm。對于此種顆粒粒徑，作用于顆粒的拖曳力是顆粒受力和運動分析中最重要的力。對于亞微米級粒子（1 μm

1.4 顆粒沉積和脫附模型

當顆粒運動至沉積表面時，需要判定顆粒能否沉積，一般有兩種判定方式：第一，當顆粒與沉積表面發生碰撞，計算顆粒碰撞前后及瞬間的狀態變化情況，利用能量和動量守恒定律判定顆粒能否沉積于表面；第二，顆粒是否沉積于表面取決于顆粒和沉積表面的有效黏性參數，該方法僅考慮顆粒和沉積表面的溫度、顆粒成分等幾個特定的物性參數，不考慮其他因素的影響，多用于判定黏附性積灰。

本工作所研究的菱形受熱面溫度工況較低（≤ 300℃），基于水泥行業煙氣成分判斷黏附性積灰產生條件需滿足溫度高于579℃，因此對該受熱面的顆粒沉積分析應采用基于動量和能量守恒的第一種判定方法[16-17]。

Brach等[18]采用臨界速度cr作為判斷標準，當與壁面發生碰撞的顆粒法向速度小于cr時認為顆粒發生沉積。cr的計算公式為[19-20]

其中，為有效剛度，計算公式為

式中，為恢復系數，s為沉積表面泊松比，p為沉積顆粒泊松比，s和p分別為沉積表面和沉積顆粒的楊氏模量。

顆粒的脫附模型同樣采用第一種方法，用臨界壁面剪切速度τc作為脫附條件，當壁面附近氣體的摩擦速度w>τc時顆粒將發生脫離。τc的計算公式為

式中，A為吸附功，為復合楊氏模量。

流體壁面摩擦速度w可由式（12）計算：

式中，為流體運動黏度，·?為流體沿壁面外法線方向的速度梯度。

對于300℃的煙氣，上式中各個符號的取值見表2[19-21]。

表2 飛灰顆粒沉積、脫附模型物理量參數 Table 2 Physical properties of deposition model

2 模型求解

2.1 求解方法、網格劃分及獨立性驗證

將受熱面三維模型與二維模型模擬結果進行對比，其軸向溫度、壓力、流速誤差分別為0.3%、0.1%、1.4%，可以忽略不計。因此，本工作從三維到二維簡化的假設是成立的。本工作根據菱形換熱器實際尺寸建立二維求解模型，由ICEM繪制網格，計算網格如圖2所示。

為了分析菱形受熱面中不同位置飛灰顆粒沉積情況，在換熱面積近似相等的前提下將受熱面模型分為9個區域，如圖2所示。為保證準確觀測到管壁附近飛灰顆粒的碰撞、黏附和脫離運動，基于標準-模型，在近壁面區域，保證y<5，同時管壁邊界層網格設定為20層?？疾觳煌W格劃分尺度（網格數分別為360141、664048、1025845、1372680、1753342個）對數值計算的影響，平均表面傳熱系數及出口溫度結果如圖3所示。

受熱面表面傳熱系數計算如下

式中，為經過換熱管后煙氣放出熱量；avg為受熱面煙氣平均溫度；wall為換熱管壁溫度；為換熱管表面積，π，為管徑，基于Fluent 軟件默認縱向長度采用單位長度，因此默認為單位長度1。后兩者相比偏差較小，計算結果基本吻合，因此綜合考慮，選用網格數為1372680個作為計算網格數。計算采用二維非穩態模型、二階迎風算法。為保證換熱器進、出口煙氣穩定流動，在進、出口各自留有10倍以上管徑的距離。

離散相顆粒湍流離散使用隨機游走模型（discrete random walk，DRW）進行求解，并開啟隨機渦流項[22]。計算分兩個階段進行，首先是菱形換熱器氣相連續流動，待收斂后加載飛灰粒子。根據實驗測得余熱鍋爐煙氣飛灰質量流量，在入口處共加入600000個飛灰顆粒，多次加入。分別對同一速度下粒徑為1、3、5、7、10、20 μm的顆粒進行6種工況的模擬。為模擬背風側渦流脫落對顆粒運動和沉積的影響，基于煙氣流動速度3～7 m·s-1，將渦流時間步長設為2.5×10-4s，以保證在每個渦流脫落的時間段內至少有50個時間步長[23]。對于每個飛灰顆粒，從其進入換熱區域到離開的整個時間段內都被追蹤和計算。當顆粒碰撞管壁時，判斷顆粒沉積于該管壁、脫附或反彈進入流體，并記錄沉積、脫附和反彈的顆粒數。當殘差小于1.0×10-6時，認為迭代達到收斂[24]。

2.2 數值模擬方法的實驗驗證

為驗證模型的準確性，本課題組完成了菱形受熱面的實驗研究。受熱面由24件38 mm×3.5 mm 蛇形管管屏和兩聯箱構成，如圖4所示。詳細結構參數可見文獻[25]。

將菱形換熱器實驗數據與數值模擬值進行對比。由圖5(a)可知，進、出口煙氣溫差的模擬值與實驗值的變化趨勢一致，最大偏差為10.71%。偏差在合理的范圍內，證明了本工作所采用的數值計算方法的可靠性。存在偏差的主要原因是殼體壁面簡化為絕熱邊界條件，換熱管表面簡化為恒壁溫邊界條件，與實際情況有一定的偏差。實際工況中存在散熱，所以模擬值比實驗值低。

本實驗過程中無法直接測量受熱面湍流流場的分布特征，因此采用實驗獲取的受熱面進、出口壓降反映流場的變化。實驗數據與數值分析的結果比較如圖5(b)所示。由圖可知，實驗測得的壓降大于模擬值，最大誤差為10.31%。這種現象主要是由于實驗過程中漏風造成的。因此，可以認為數值模擬中的流場能夠反映實際流場的變化。

3 數值模擬及結果分析

根據菱形受熱面的實際運行數據，受熱面入口設定為速度入口邊界，給定質量流量和溫度in= 300℃；出口為壓力出口邊界；換熱管表面定義為恒壁溫邊界，壁面溫度wall= 150℃；其他各面定義為不可滲透、無滑移絕熱邊界條件。以水泥窯低溫余熱鍋爐流體成分為依據，熱源為篦冷機冷卻熟料所得熱空氣，所以氣相可視為空氣介質。在風速為3～7 m·s-1的5種工況下分別對粒徑為1、3、5、7、10、20 μm的顆粒進行模擬，并與相同受熱面積的順排和叉排受熱面進行對比。

顆粒隨煙氣流動結果如圖6所示。

由圖可得，飛灰顆粒在換熱管迎風處高速區域（A，B，C）以及換熱管背風處低速區域（D，E，F）聚集較為明顯。這是由于在迎風面高速區顆粒更加容易擺脫氣流的束縛作用，碰撞管壁；管壁背風側的顆粒密集區域則是受顆粒碰撞、繞流以及該位置較大的渦流的影響。在與圖中D、E、F相對應的區域，換熱管背風渦流較為明顯。由此可見，飛灰顆粒的沉積是由于受熱面迎風側熱流帶動其碰撞管壁以及背風側渦流束縛其遠離管壁所致。

3.1 菱形受熱面不同區域飛灰顆粒沉積分析

為研究飛灰顆粒在菱形受熱面不同管排位置處的沉積分布，選取流速為3 m·s-1，p=5 μm的模擬工況進行分析，不同換熱區域沉積率如圖7所示。由圖可知，飛灰粒子在菱形受熱面中的沉積呈現不均勻分布，位于左上方的區域1、2、4面積占換熱總面積的31.25%，飛灰沉積量占總沉積量的57.60%。這樣的分布特征是由于菱形受熱面管排縱向、橫向間距不同導致的。飛灰粒子沉積集中在一定的位置，可以為受熱面清灰帶來一定的便利，因此僅在受熱面左側安裝相應的清灰裝置便可以較好地實現受熱面清灰。

圖8顯示了沿煙氣流動方向不同換熱區域管排迎風面與背風面顆粒沉積情況。如圖所示，區域1換熱管迎風面顆粒沉積小于背風面顆粒沉積，除此之外其他區域換熱管迎風面顆粒沉積均大于背風面顆粒沉積。

為分析此種現象的原因，給出了菱形受熱面速度分布圖和不同區域換熱管壁處煙氣平均速度及飛灰顆粒碰撞管壁數的關系，如圖9和圖10所示。由圖可得，在折流板的擾動作用下，靠近入口處（區域1）煙氣流動劇烈，流速大。之后速度分布相對比較均勻。但區域2、3、4、6、9等邊界換熱區域速度高于中間換熱區域。

沉積率定義為顆粒沉積數與總投放顆粒數的比值。沉積-碰撞率定義為顆粒沉積數與碰撞總數的比值,該數據可以反映顆粒碰撞管壁后發生沉積的概率，判定在不同工況、不同位置碰撞次數對沉積率的影響。區域1煙氣流動速度與飛灰顆粒管壁碰撞次數遠高于其他區域數倍，顆粒由于渦流作用運動至換熱管背風側，同時由于流速較高，其在換熱管背風側出現較多的反彈與碰撞，因此沉積率較高。

不同區域的沉積-碰撞率結果如圖11所示。由顆粒沉積率與沉積-碰撞率的關系可得，換熱管壁處速度越高，飛灰顆粒擺脫煙氣流動束縛碰撞壁面的碰撞次數越高，但沉積-碰撞率越小。因此，煙氣流速對飛灰顆粒沉積的影響具有兩面性，顆粒沉積于管壁是上述兩者共同作用的結果。而就菱形受熱面而言，在區域1、2、3、4、6，尤其是區域1，相對于其他區域，煙氣流動速度快，碰撞次數高，但顆粒沉積-碰撞率極低（約0.001），因此有效抑制了飛灰在該區域的沉積；同時對于區域5、7、8，盡管飛灰顆粒沉積-碰撞率高，碰撞后沉積的可能性較大，但由于煙氣流動速度低（≤1 m·s-1），飛灰顆粒到達該處難以碰撞管壁，同樣不利于飛灰沉積。

3.2 相同速度下顆粒粒徑對顆粒沉積影響分析

為研究顆粒粒徑對沉積率的影響，分析了煙氣流速為3 m·s-1，顆粒直徑分別為1、3、5、7、10、20 μm這6種粒徑下的顆粒擴散與沉積情況，總沉積率如圖12所示。

由飛灰顆?？偝练e率線圖可得，隨顆粒粒徑增大，受熱面總沉積率呈現先上升后下降的趨勢，在p=5 μm時沉積率最高，為9.49%，該結果與Pan等[26]和Han等[23]的結論相一致。分析原因，主要是由于當顆粒粒徑較小時顆粒沉積的臨界速度較大，顆粒碰撞后沉積-碰撞率較高，但由于小粒徑顆粒質量低、慣性低，難以擺脫煙氣氣流的束縛作用，因此顆粒碰撞管壁的次數低，綜合以上原因，則p=1 μm顆粒沉積率低（約6.86%）；隨顆粒粒徑增加，顆粒臨界速度有所下降，但顆粒碰撞管壁明顯增加，沉積率明顯上升；當顆粒粒徑過大（>10 μm）時，顆粒極易擺脫煙氣流體流動束縛碰撞管壁，但顆粒臨界速度下降迅速，顆粒碰撞壁面的垂直速度分量遠大于顆粒黏附臨界速度，沉積-碰撞率下降迅速，即顆粒碰撞管壁后難以沉積，而是再次反彈進入流場，因此p=20 μm顆粒沉積率最低（約0.16%）。分析管壁迎風、背風側沉積率柱狀圖可得，迎風側與背風側的沉積率均隨顆粒粒徑增加呈現先上升后下降的趨勢。但是沉積率峰值分別位于3 μm（背風側）和7 μm（迎風側）。這是由于，當顆粒粒徑較小時，管壁背風側渦流能夠較好地帶動顆粒，使顆粒較多地分布于管壁背風側，并伴隨碰撞和沉積，背風側沉積率峰值出現在小粒徑顆粒處；當顆粒粒徑增大時，由于顆粒質量增加，慣性增加，背風側渦流難以帶動飛灰顆粒聚集及碰撞沉積，相反顆粒更多地與迎風側管壁發生碰撞和沉積，因此迎風側沉積率峰值出現在大粒徑顆粒處。

3.3 菱形受熱面換熱和飛灰顆粒沉積與順排、錯流受熱面的對比

圖13為不同煙氣流速下不同受熱面管道排布時殼側表面傳熱系數的結果對比。由圖可得，隨煙氣流速增加，換熱器殼側對流換熱均有所增強，菱形受熱面結構的傳熱性能高于其余兩者。主要原因是菱形布管排布比叉排更加不規律，使得流動擾動劇烈，同時煙氣入口處的折流板也進一步增強了擾動。

對于5 μm顆粒，在飛灰顆粒沉積方面，不同換熱管排單管沉積率如圖14所示。由圖可得，隨速度升高，叉排、順排受熱面的沉積率先增加后變化緩慢，但菱形受熱面的沉積率逐漸降低。這是由于在叉排與順排受熱面中管道排布規則，受熱面速度場分布均勻且管排處速度較低，顆粒與管排碰撞次數較低。隨煙氣流速升高，碰撞次數明顯增大，因而沉積率呈現上升趨勢。當煙氣流速進一步升高時，盡管碰撞次數依舊增大，但多數顆粒在管壁垂直速度分量大于臨界沉積速度，沉積-碰撞率下降明顯，因此沉積率呈現穩定趨勢。對于菱形受熱面，由于其管排結構中換熱管分布不均勻，內部煙氣流場流動速度大，盡管顆粒與管壁碰撞次數較大，但顆粒沉積-碰撞率為5.45%（3 m·s-1）～1.85%（7 m·s-1），因此沉積率低。Han等[23]對于換熱管排布對換熱及顆粒沉積的影響有如下結論：縱向管間距越大（大于2倍管徑）、橫向管間距越?。ㄐ∮?倍管徑），對傳熱越有利，但此種管道排布會造成積灰增加。菱形受熱面通過將縱向間距95 mm、橫向間距60 mm的順排受熱面的換熱管逆時針旋轉45°，使其等效縱、橫向管間距分別為109.6 mm和 41.8 mm，在結構上明顯增加了換熱。同時由于折流板及管道排布結構的影響，受熱面內煙氣流動速度增加，顆粒沉積率與叉排、順排受熱面相比明顯降低。

4 結 論

基于本工作相關研究，得到的主要結論如下。

（1）菱形受熱面不同區域飛灰粒子的沉積量不同。位于受熱面左上部的區域1、2、4受熱面積占總受熱面積的31.25%，飛灰沉積量占總沉積量的57.60%。管壁迎風側沉積主要由于慣性碰撞，背風側沉積主要由于渦流帶動作用，迎風側沉積量明顯高于背風側。

（2）煙氣流速決定了顆粒與管壁的碰撞，高速區域管壁顆粒碰撞次數明顯高于相同工況下低速區域。飛灰顆粒管壁處沉積-碰撞率與管壁處流速呈負相關關系，流速越高，顆粒碰撞管壁次數越多，沉積-碰撞率越小。因此飛灰粒子的沉積率是顆粒碰撞與沉積共同作用的結果。

（3）飛灰顆粒沉積率與粒徑有關。相同溫度下，顆粒沉積率隨粒徑增加呈現先增大后減小的趨勢。顆粒粒徑過小，則顆粒沉積臨界速度高，但顆粒難以擺脫煙氣流體束縛；顆粒粒徑過大，則顆粒質量大、慣性大，易在煙氣帶動作用下分離，但沉積臨界速度低，沉積-碰撞率低，碰撞后難以沉積。在本工作所做研究范圍內，當煙氣流速為3 m·s-1、顆粒粒徑為5 μm時，飛灰顆粒沉積率最高，為9.49%。

（4）菱形受熱面殼側對流換熱的表面傳熱系數高于叉排和順排受熱面。叉排、順排受熱面沉積率隨煙氣流速增加呈現先增加后穩定的趨勢，菱形受熱面沉積率則緩慢減小。叉排、順排、菱形受熱面沉積率的數值依次減小。

符 號 說 明

C——Cunningham修正系數 dp——飛灰顆粒直徑，μm Ep——顆粒楊氏模量，Pa Es——管壁沉積層楊氏模量，Pa h——殼側對流換熱的表面傳熱系數，W·m-2·K-1 P——沉積-碰撞率，% R——恢復系數 Re——Reynolds 數 T——溫度，℃ WA——吸附功，J·m-2 rp——顆粒密度，kg·m-3 vp——顆粒泊松比 vs——沉積表面泊松比

References

[1] TSAI C J, LIN J S, AGGARWAL S G,. Thermophoretic deposition of particles in laminar and turbulent tube flows[J]. Aerosol Science & Technology, 2003, 38(2): 131-139.

[2] KONSTANDOPOULOS A G, ROSNER D E. Inertial effects on thermophoretic transport of small particles to walls with streamwise curvature(Ⅰ): Theory[J]. International Journal of Multiphase Flow, 1996, 22(12): 2317-2327.

[3] 劉博, 李輝, 李娜, 等. 余熱鍋爐對流受熱面積灰特性的實驗研究[J]. 工程熱物理學報, 2013, 34(2): 209-293.
LIU B, LI H, LI N,. Experimental study on ash deposition characteristic of convection heating surface in waste heat boiler[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2013, 34(2): 209-293.

[4] 裴煒, 王樹眾, 佟振霞. 鍋爐管內腐蝕結垢過程的實驗研究[J]. 熱能動力工程, 2011, 26(5): 561-565.
PEI W, WANG S Z, TONG Z X. Experimental study of boiler tube corrosion and scaling process[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2011, 26(5): 561-565.

[5] MANICKAM M, SCHWARZ M P, PERRY J. CFD modelling of waste heat recovery boiler[J]. Applied Mathematical Modelling, 1998, 22(10): 823-840.

[6] 周翼, 吳新, 韓繼廣. 飛灰顆粒撞擊順列光管管束的數值模擬研究[J]. 南京師范大學學報(工程技術版), 2011, 11(4): 34-39.
ZHOU Y, WU X, HAN J G. Simulation study on flue gas particle impacting the aligned bare tube bundles[J]. Journal of Nanjing Normal University (Engineering and Technology Edition), 2011, 11(4): 34-39.

[7] 潘亞娣, 司風琪, 徐治皋. 電站鍋爐受熱面灰污沉積模型[J]. 中國電機工程學報, 2010, 30(8): 63-67.
PAN Y D, SI F Q, XU Z G. Deposition model of fouling on coal-fired utility boiler heating surfaces[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(8): 63-67.

[8] 呂太, 王海. 75t/h秸桿鍋爐過熱器積灰數值模擬的研究實踐[J]. 東北電力大學學報, 2011, 31(3): 30-33.
Lü T, WANG H. Research and numerical simulation on ash deposition of 75t/h straw boiler superheater[J]. Journal of Northeast Dianli University, 2011, 31(3): 30-33.

[9] 杜文靜, 王紅福, 袁曉豆, 等. 橢圓管連續螺旋折流板換熱器殼側性能評價及三場協同分析[J]. 化工學報, 2013, 64(4): 1145-1150.
DU W J, WANG H F, YUAN X D,. Evaluation of shell side performance and analysis on continuous helical baffled heat exchangers with elliptical tubes[J]. CIESC Journal, 2013, 64(4): 1145-1150.

[10] 汲水, 杜文靜, 王鵬, 等. 交錯搭接螺旋折流板換熱器殼程流動與傳熱的場協同分析[J]. 中國電機工程學報, 2011, 31(20): 75-80.
JI S, DU W J, WANG P,. Field synergy analysis on shell-side flow and heat transfer of heat exchanger with staggered overlap helical baffles[J].Proceedings of the CSEE, 2011, 31(20): 75-80.

[11] 董聰，陳亞平，吳嘉峰, 等. 三分螺旋折流板換熱器水-水傳熱殼側綜合性能[J]. 化工學報, 2012, 63(3): 721-727.
DONG C, CHEN Y P, WU J F,. Water to water heat transfer on shell-side of trisection helical baffle heat exchangers[J]. CIESC Journal, 2012, 63(3): 721-727.

[12] 倪建軍, 梁欽鋒, 代正華, 等. 撞擊流氣化爐內氣固兩相流動與顆粒附壁沉積數值模擬[J]. 中國電機工程學報, 2009, 29(2): 69-74.
NI J J, LIANG Q F, DAI Z H,. Numerical simulation of gas-solid two-phase flows and particle deposition in impinging streams gasifier[J]. Proceedings of the CSEE2009, 29(2): 69-74.

[13] 穆林, 趙亮, 尹洪超. 廢液焚燒余熱鍋爐內氣固兩相流動與飛灰沉積的數值模擬[J]. 中國電機工程學報, 2012, 32(29): 30-37.
MU L, ZHAO L, YIN H C. Numerical simulation of gas-solid two-phase flow and ash deposition in a wastewater incineration heat recovery steam generator[J]. Proceedings of the CSEE2012, 32(29): 30-37.

[14] LI A, AHMADI G. Dispersion and deposition of spherical particles from point sources in a turbulent channel flow[J]. Aerosol Science & Technology, 1992, 16(4): 209-226.

[15] HE C, AHMADI G. Particle deposition with thermophoresis in laminar and turbulent duct flows[J]. Aerosol Science & Technology1998, 29(29): 525-546.

[16] 李岷, 劉永春, 何雅儒. 水泥回轉窯余熱鍋爐的積灰特點及其防止[J]. 鍋爐制造, 2000, 1(2): 28-29.
LI M, LIU Y C, HE Y R. Dust deposit characteristic and prevention method of waste heat boiler for cement rotary kiln[J]. Boiler Manufacturing, 2000, 1(2): 28-29.

[17] 趙欽新, 周屈蘭, 譚厚章, 等. 余熱鍋爐研究與設計[M]. 北京: 中國標準出版社, 2010: 474-475.
ZHAO Q X, ZHOU Q L, TAN H Z,. HRSG Research and Design[M]. Beijing: Standards Press of China, 2010: 474-475.

[18] BRACH R M, DUNN P F. A mathematical model of the impact and adhesion of microspheres[J]. Aerosol Sciences & Technology, 1992, 16(1): 51-64.

[19] AI W, KUHLMAN J M. Simulation of coal ash particle deposition experiments[J]. Energy & Fuels, 2011, 25(2): 708-718.

[20] 童自翔, 何雅玲, 李冬, 等. 應用格子Boltzmann方法研究顆粒橫掠管束的沉積過程[J]. 工程熱物理學報, 2014, 35(9): 1802-1806.
TONG Z X, HE Y L, LI D,. Lattice Boltzmann simulation for the particle flow and deposition on the tube bundles[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2014, 35(9): 1802-1806.

[21] WALSH P M, SAYRE A N, LOEHDEN D O,. Deposition of bituminous coal ash on an isolated heat exchanger tube: effects of coal properties on deposit growth[J]. Progress in Energy & Combustion Science, 1990, 16(4): 327-345.

[22] TOMECZEK J, WACLAWIAK K. Two-dimensional modelling of deposits formation on platen superheaters in pulverized coal boilers[J]. Fuel, 2009, 88(8): 1466-1471.

[23] HAN H, HE Y L, TAO W Q,. A parameter study of tube bundle heat exchangers for fouling rate reduction[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2014, 72(72): 210-221.

[24] BOURIS D, KONSTANTINIDIS E, BALABANI S,. Design of a novel, intensified heat exchanger for reduced fouling rates[J]. International Journal of Heat & Mass Transfer, 2005, 48(18): 3817-3832.

[25] 杜文靜, 王沛麗, 程林. 一種新型受熱面傳熱和流動特性的數值模擬及實驗研究[J]. 化工學報, 2015, 66(6): 2070-2075.
DU W J, WANG P L, CHENG L. Numerical simulation and experimental research on novel heat transfer surface[J]. CIESC Journal2015, 66(6): 2070-2075.

[26] PAN Y, SI F, XU Z,. An integrated theoretical fouling model for convective heating surfaces in coal-fired boilers[J]. PowderTechnology, 2011, 210(2): 150-156.

Characteristics of ash deposition on a novel heat transfer surface

LI Jinbo, WANG Peili, CHENG Lin

(Center of Thermal Science and Technology, Shandong University, Ji’nan 250061, Shandong, China)

A novel structure with rhombus heat transfer surface used in the waste heat boiler was researched. Numerical simulation and experimental investigation were conducted to obtain characteristics of ash distribution and deposition. A deposition model was built to predict the stick, rebound and shedding of an ash particle, and the simulation results were compared with traditional staggered and aligned tubes arrangement. The results indicated that the rhombic surface showed obvious advantages in the heat transfer and ash deposition. The deposits were mainly concentrated on the upper left side. Particle deposited on windward side due to the inertial impaction and on leeward side because of pipe wall vortex. The deposition amount of windward side was higher than that of the leeward side. The deposition increased firstly and then decreased with the increase of the particle size under the same velocity. When the gas velocity was 3 m·s-1and particle diameter was 5 μm, the ash particle deposition rate was up to 9.49%. For particles of the same size, the deposition rate decreased gradually with increasing velocity.

ash deposition; heat transfer surface; model; numerical simulation; experimental validation

supported by the National Basic Research Program of China (2013CB228305).

date: 2016-03-02.

Prof. CHENG Lin, cheng@sdu.edu.cn

TK 124

A

0438—1157（2016）09—3598—09

10.11949/j.issn.0438-1157.20160232

國家重點基礎研究發展計劃項目（2013CB228305）。

2016-03-02收到初稿，2016-04-26收到修改稿。

聯系人：程林。第一作者：李金波（1989—），男，博士研究生。