兩相流誘發(fā)低溫省煤器磨損的分析與應(yīng)用

摘要：【目的】為解決氣-顆粒兩相流誘發(fā)低低溫電除塵器配套的低溫省煤器磨損問題，診斷分析其磨損的主要影響因素和原因，進(jìn)而提出優(yōu)化措施?！痉椒ā坎捎糜?jì)算流體力學(xué)-離散相模型-沖蝕磨損預(yù)測模型（computational fluid dynamics-discrete phase mode-erosion prediction model，CFD-DPM-EPM）耦合的數(shù)值模擬方法，對低溫省煤器進(jìn)行數(shù)值模擬分析；構(gòu)建低溫省煤器的基準(zhǔn)模型，分析煙氣速度、粉塵濃度和煙氣速度均勻性對磨損速率的影響；通過比較磨損速率和低溫省煤器入口斷面速度分布均勻性分別驗(yàn)證數(shù)值模型的可靠性和網(wǎng)格的敏感性?！窘Y(jié)果】入口煙氣速度過大、粉塵濃度過高和煙氣速度分布不均都容易誘發(fā)省煤器磨損；某電廠2×660 MW機(jī)組低低溫電除塵器低溫省煤器改造后左、右兩側(cè)低溫省煤器進(jìn)口斷面煙氣最大速度分別從21.94、21.12 m/s降低到12.97、12.81 m/s，速度偏差系數(shù)分別從0.322、0.310降到0.201、0.210，最大磨損速率分別下降75.2%、87.8%?！窘Y(jié)論】研究結(jié)果可為低溫省煤器磨損現(xiàn)象的診斷分析以及磨損優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

關(guān)鍵詞：兩相流；低溫省煤器；磨損；數(shù)值模擬

中圖分類號：TB4X；773文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

引用格式：

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為了提高電除塵器的除塵效率，尤其是細(xì)顆粒物PM2.5的脫除效果，通常在空預(yù)器和電除塵器之間增設(shè)低溫省煤器組成低低溫電除塵器［1］。低低溫電除塵器的工作原理是利用以水為媒介的低溫省煤器來回收煙氣余熱，使煙氣溫度降低，煙氣量減小，粉塵性質(zhì)改變，從而提高電除塵器性能。圖1為低低溫電除塵器及低溫省煤器的三維結(jié)構(gòu)和換熱管的現(xiàn)場照片。值得注意的是，低低溫電除塵器在運(yùn)行過程中常受磨損、積灰和腐蝕的影響，其中的換熱管經(jīng)常出現(xiàn)堵塞泄露，如圖1（c）所示，導(dǎo)致設(shè)備換熱性能降低和運(yùn)行故障，甚至還影響了低低溫電除塵器的正常運(yùn)行［2］。這種泄漏現(xiàn)象的主要原因之一是煙氣中攜帶粉塵顆粒，低溫省煤器長時(shí)間受到氣-顆粒兩相流的沖擊，從而誘發(fā)了沖蝕磨損［3-4］；因此，在工程中對低溫省煤器由兩相流誘發(fā)的磨損研究并提出減輕磨損的措施，對于保證低低溫電除塵系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義［5］。

采用數(shù)值模擬方法預(yù)測低溫省煤器磨損，能夠?qū)崿F(xiàn)低溫省煤器內(nèi)的流場和粉塵顆粒軌跡的可視化，具有獲得信息全、直觀、成本低等優(yōu)勢。Jin等［6］應(yīng)用歐拉-拉格朗日法對氣-固兩相流下10×11排交錯(cuò)布置管排的磨損進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對不同斯托克斯數(shù)條件下管排的沖蝕磨損情況進(jìn)行了討論。Wang等［7］基于氣固兩相流理論和沖蝕理論，建立了廢氣和硅顆粒的流動模型和沖蝕模型，對多晶硅還原爐中的氣固流動和沖蝕行為進(jìn)行了模擬分析，結(jié)果表明，氣體速度、顆粒濃度和顆粒粒徑的增加會加劇多晶硅還原爐中管道的腐蝕，提高磨損率。連虎等［8］采用數(shù)值模擬方法分析了顆粒粒徑、翅片高度、翅片數(shù)目對單根翅片管磨損的影響。莫遜等［9］應(yīng)用FLUENT軟件模擬了不同煙道導(dǎo)流裝置時(shí)低溫省煤器流場分布，結(jié)果顯示合理的導(dǎo)流裝置有利于煙氣均勻地進(jìn)入低溫省煤器，消除渦流及局部高速。Fan等［10］利用碰撞反彈和侵蝕模型預(yù)測顆粒反彈現(xiàn)象及翅片管受到的沖蝕磨損，同時(shí)探討了翅片相對長度、氣體速度、顆粒粒徑等因素對碰撞頻率與磨損程度的影響，并提出新型翅片管防磨技術(shù)。王迎慧等［11］采用離散相模型模擬了煙氣中的粉塵顆粒通過順序排列的螺紋管時(shí)的軌跡及沖蝕特性，分析了煙氣流速、顆粒粒徑、橫向或縱向節(jié)距、溝槽深度等參數(shù)對螺紋管沖蝕特性的影響。Lee等［12］開發(fā)了一種采用歐拉方法預(yù)測電站鍋爐管道侵蝕的模型，并采用此模型預(yù)測了飛灰顆粒對管道的侵蝕過程，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合性較好。文玨等［13］采用計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics，CFD）方法模擬了低溫省煤器內(nèi)的煙氣流場，并通過改進(jìn)導(dǎo)流板來改善煙氣流場均勻度以達(dá)到降低設(shè)備磨損的目的。黃凱［14］對換熱器的沖蝕磨損進(jìn)行了物模測試及CFD仿真模擬，結(jié)果顯示，第1列換熱管（沿氣流方向的第1排管，下同）受到的沖蝕速率遠(yuǎn)大于其他管排，并對換熱器進(jìn)行了優(yōu)化。Zhang等［15］和李鞏等［16］采用數(shù)值模擬方法對低溫省煤器流場及磨損情況進(jìn)行了模擬，并提出了改善磨損的措施。

已有的文獻(xiàn)研究表明，采用計(jì)算流體力學(xué)-離散相模型-沖蝕磨損預(yù)測模型（computational fluid dynamics-discrete phase mode-erosion prediction model，CFD-DPM-EPM）的方法對粉塵顆粒流誘發(fā)的磨損進(jìn)行預(yù)測是可行且有效的。本文中采用該方法對低溫省煤器的腐蝕進(jìn)行研究。在實(shí)際工程中煙道的幾何結(jié)構(gòu)復(fù)雜，往往很難找到理想的位置安裝低溫省煤器，為此，先構(gòu)建一個(gè)低溫省煤器的基準(zhǔn)模型作為研究對象，研究低溫省煤器的煙氣流速和顆粒濃度等對磨損的影響；然后，根據(jù)基準(zhǔn)模型的研究結(jié)論對某電廠低低溫電除塵器配套的低溫省煤器的磨損情況進(jìn)行診斷與分析，提出優(yōu)化措施，解決現(xiàn)有的工程磨損問題，以期為同類型工程設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供參考依據(jù)。

1數(shù)值方法

圖2為低溫省煤器的基準(zhǔn)模型。氣-固兩相流從左側(cè)進(jìn)入基準(zhǔn)模型，經(jīng)過低溫省煤器后從右側(cè)流出。用CFD-DPM方法來捕捉多相流動細(xì)節(jié)，用EPM模型來預(yù)測磨損。連續(xù)相采用Realizable k-ε湍流模型進(jìn)行求解，離散相采用拉格朗日方法實(shí)現(xiàn)對粉塵顆粒軌跡的跟蹤，顆粒與壁面的碰撞采用回彈模型，顆粒對壁面的沖蝕磨損采用CFD-DPM-EPM耦合模型，相關(guān)控制方程如下。

質(zhì)量守恒方程

??（ρgug）=，（1）

式中：?為哈密頓算子；ρg是氣體密度；ug是氣體的速度；是質(zhì)量流量。

動量守恒方程

??（ρgug×ug）=??（p+ρg k）+??[（μ+μt）（?ug+（?ug）T）-np CDπdp（2）ρg|ug-up|（ug-up）]+Sp，（2）

式中：up是顆粒的速度；p是壓強(qiáng)；k是湍動能；μ、μt分別是氣體動力黏度和湍流黏度；np是顆粒數(shù)量濃度；CD是曳力系數(shù)；dp是顆粒直徑；Sp是顆粒的動量源項(xiàng)。

能量守恒方程

??（ρgugHg）=??（λg+Cp?Tg+QC+Hs，（3）

式中：Hg、Hs分別為氣相、水蒸氣的比焓值；λg為氣體導(dǎo)熱系數(shù)；Cp為比熱容；σH為湍流普朗特?cái)?shù)；Tg為氣體溫度；QC為對流傳熱項(xiàng)。

顆粒運(yùn)動方程

mp=CDπdp（2）ρg|ug-up|（ug-up）+πdp（3）g（ρp-ρg）+Fdis，（4），

式中：mp為顆粒質(zhì)量；ρp為顆粒密度；g為重力加速度；Fdis為湍流擴(kuò)散力。

顆粒軌跡方程

=（ug-up），（5），

式中，τp為顆粒松弛時(shí)間。

顆粒碰撞模型

εn=0.993-1.76θ+1.56θ2-0.49θ3，（6），

εt=0.998-1.66θ+2.11θ2-0.67θ3，（7），

式中：εn、εt分別為顆粒碰撞壁面后的法向、切向恢復(fù)系數(shù)；θ為顆粒入射角。

顆粒EPM模型

Res=，（8）式中：Res為沖蝕磨損率；Np為在單元面積上發(fā)生碰撞的顆粒數(shù)目；C（dp）為顆粒直徑相關(guān)的函數(shù)；f（θ）為顆粒沖擊角函數(shù)；bv為速度指數(shù)；A為壁面計(jì)算單元的面積。

數(shù)值模擬過程中的主要設(shè)計(jì)參數(shù)如下

1）低溫省煤器材質(zhì)為ND鋼，維氏硬度為140 Hv，其中換熱管直徑為38 mm，換熱管的行、列節(jié)距分別為95、100 mm。

2）連續(xù)相流體介質(zhì)為空氣，密度為0.898 kg/m3，黏度為22.9×10-6 Pa·s，進(jìn)口速度設(shè)置為6～12 m/s。

3）離散相為球形粉塵顆粒，密度為2 600 kg/m3，最小、最大、平均粒徑分別為1、500、200μm，粒徑呈正態(tài)分布，標(biāo)準(zhǔn)差為150μm，進(jìn)口粉塵質(zhì)量濃度設(shè)置為10～50 g/m3。

2基準(zhǔn)模型的結(jié)果與討論

2.1模型可靠性驗(yàn)證

將McLaury、Generic Model、Oka、Finnie 4種EPM模型的數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)［17］中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析，以驗(yàn)證CFD-DPM-EPM耦合模型的預(yù)測效果，得到最適合的模型。驗(yàn)證模型的參數(shù)與實(shí)驗(yàn)一致，主要參數(shù)如下

1）模擬對象為90°彎管，材質(zhì)為鋁，管內(nèi)徑為25.4 mm，彎管上、下游直管長度均為508 mm。

2）連續(xù)相流體介質(zhì)為空氣，密度為1.225 kg/m3，黏度為17.9×10-6 Pa·s，進(jìn)口速度為45.72 m/s。

3）離散相為半球形粉塵顆粒，密度為2 650 kg/m3，粒徑為150μm，質(zhì)量流量為0.208 g/s。4）實(shí)驗(yàn)周期為10 h，統(tǒng)計(jì)部位為彎頭外弧上的9個(gè)點(diǎn)，如圖3（a）所示。

不同沖蝕模型模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比如圖3所示。從圖中可以看出，實(shí)驗(yàn)得到的最大沖蝕位置在彎頭46°左右，而模擬得到的最大沖蝕位置均在49°左右，其分布與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合；從各EPM模型的預(yù)測結(jié)果來看，Oka模型在沖蝕磨損預(yù)測方面最貼近實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，因此，在下文分析中，采用基于Oka模型的CFD-DPM-EPM耦合模型。

2.2網(wǎng)格敏感性分析

低溫省煤器入口斷面速度分布均勻性（相對標(biāo)準(zhǔn)偏差，Cv值）是影響低溫省煤器磨損的重要因素，故選取低溫省煤器入口斷面速度分布均勻性與網(wǎng)格數(shù)量關(guān)系來進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析，如圖4所示。由圖可見，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到250萬及以上時(shí)，低溫省煤器入口斷面速度分布均勻性不受網(wǎng)格數(shù)的影響，因此，本文選取網(wǎng)格數(shù)為250萬進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

2.3煙氣速度的影響

不同煙氣速度ug對低溫省煤器磨損速率影響如圖5所示。結(jié)果表明：對于不同行，在相同煙氣速度條件下，磨損速率相差不大，但在不同煙氣速度下磨損速率相差較大；對于不同列，在相同煙氣速度條件下除了第1列換熱管磨損速率最大外，其他列則相對差距較小，但在第4、5列的位置，又出現(xiàn)較高的磨損速率，第5列之后的管排磨損速率基本不再發(fā)生變化。總體來說，除了第1列，其余位置煙氣速度對低溫省煤器磨損的影響相對較小。由于在低溫省煤器的中后段區(qū)域，更少粉塵顆粒直接沖擊換熱管，因此該區(qū)域換熱管的磨損速率較小。此外，相同煙氣量的條件下，煙道斷面越大，煙氣流速越小。從圖5可以看出，流速越小，管排磨損速率越小，因此，在低溫省煤器選型設(shè)計(jì)時(shí)，采用足夠大的煙道斷面面積是必要的。

2.4粉塵濃度的影響

不同粉塵濃度ρ對低溫省煤器磨損速率的影響如圖6所示。結(jié)果表明：對于不同行，在相同粉塵濃度條件下，磨損速率相差不大，但不同粉塵濃度條件下，磨損速率則相差很大，尤其是當(dāng)?shù)蜏厥∶浩魃嫌畏蹓m質(zhì)量濃度達(dá)到50 g/m3以上，磨損速率迅速增長；對于不同列，在相同粉塵濃度條件下除了第1列磨損速率最大外，其他列則相對差距較小，但在第4、5列的位置，又出現(xiàn)較高的磨損速率。綜上分析，當(dāng)?shù)蜏厥∶浩魃嫌畏蹓m濃度過高時(shí)，有必要采用預(yù)收塵的措施來降低進(jìn)入低溫省煤器口的粉塵濃度。

2.5煙氣速度均勻性的影響

在煙道入口斷面沿著列方向設(shè)置不同的煙氣速度來表征速度分布均勻性，不同低溫省煤器入口斷面速度分布均勻性對低溫省煤器磨損的影響如圖7所示。低溫省煤器入口斷面速度分布均勻性沿行方向變化如圖7（a）所示。結(jié)果表明：對于不同行，低溫省煤器流場分布均勻性對磨損影響較大，當(dāng)入口斷面Cv值越大時(shí)，意味著煙道斷面中煙氣速度分布偏移平均速度的值越大，相應(yīng)地，煙氣速度大的區(qū)域，磨損速率也越高。對于不同列，不同Cv值條件下，對換熱管磨損速率的主要影響在第1列，當(dāng)入口斷面Cv值為38.7%時(shí)，其磨損速率約是均勻分布時(shí)的3.68倍；從第2列管排開始，磨損速率明顯降低，且不同均勻性下各列管排的磨損速率相差不大，說明在低溫省煤器內(nèi)部，換熱管的磨損情況與流場分布均勻性關(guān)系較小。這主要是因?yàn)閾Q熱管對煙氣具有整流作用，沿著省煤器列方向，風(fēng)速在管排整流的作用下趨于一個(gè)穩(wěn)定值，如圖7（c）所示。由于粉塵進(jìn)入低溫省煤器后會撞擊換熱管及其翅片導(dǎo)致速度降低且方向發(fā)生變化，因此，低溫省煤器的磨損情況與氣流分布并不完全對應(yīng)。

綜上所述，風(fēng)速越高、粉塵濃度越大、速度分布均勻性越差，換熱管的磨損越嚴(yán)重，可見，在低溫省煤器改造工程中，控制最高風(fēng)速和速度分布均勻尤其重要。以下以某電廠低溫省煤器磨損問題的案例來進(jìn)一步分析研究。

3工程應(yīng)用分析

3.1項(xiàng)目概況

某電廠2×660 MW機(jī)組于2017年在除塵器上游安裝了常規(guī)的管殼式低溫省煤器，運(yùn)行兩年多后出現(xiàn)多根換熱管磨損泄露，低溫省煤器不得不全部退出運(yùn)行，導(dǎo)致電除塵器入口煙溫長期在135℃以上，除塵效率下降，煙塵排放不達(dá)標(biāo)。為了解決換熱管磨損泄露的問題，根據(jù)上述研究結(jié)果對本項(xiàng)目進(jìn)行改造，主要措施是：1）改變低溫省煤器的入口煙道結(jié)構(gòu)，如煙道尺寸、轉(zhuǎn)彎形式等，將低溫省煤器的煙道斷面的長度×寬度由6.80 m×5.50 m擴(kuò)大為7.54 m×6.04 m；2）在煙道內(nèi)增設(shè)流線型導(dǎo)流板；3）將原有的管殼式低溫省煤器更換為真空熱管式低溫省煤器，布置方向由橫向改為縱向，換熱管的行數(shù)×列數(shù)由50×30改為70×24。同時(shí)，為了減輕換熱管的磨損，改造前、后均在換熱管的前端布置2排假管。改造前、后方案的幾何結(jié)構(gòu)如圖8所示。

3.2流場分析

改造前、后低溫省煤器入口的流場分布情況如圖9所示。分別從渦流情況、最高風(fēng)速、速度分布均勻性、流量偏差、系統(tǒng)阻力5個(gè)方面對比分析了改造前、后的流場分布：1）經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計(jì)的煙道結(jié)構(gòu)和導(dǎo)流板，大大消除了改造前的個(gè)別導(dǎo)流板背風(fēng)面的渦流區(qū)；2）改造前煙氣經(jīng)過低溫省煤器入口喇叭內(nèi)的導(dǎo)流板后其下游產(chǎn)生高速射流，左、右兩側(cè)首排假管的最高風(fēng)速分別為21.94、21.12 m/s，在改造后對應(yīng)最高風(fēng)速可以分別減小到12.97、12.81 m/s，能夠大大降低低溫省煤器受到的局部最大磨損率；3）統(tǒng)計(jì)得到，改造后因流場優(yōu)化作用，使得左、右側(cè)第1列假管斷面的Cv值明顯減小，左側(cè)由改造前的0.322減小為0.201，右側(cè)由改造前的0.310減小為0.210，能夠改善低溫省煤器受到的平均磨損率；4）左、右兩側(cè)低溫省煤器的流量偏差由改造前的±2.03%減小為±1.23%，也得到一定的改善；5）改造前、后的系統(tǒng)阻力分別為791、603 Pa，合理的導(dǎo)流板措施也降低了系統(tǒng)的阻力。

為了更直觀地觀察低溫省煤器的磨損情況，統(tǒng)計(jì)了改造前、后不同換熱管的磨損速率，如圖10所示。從圖中可以看出，沿著氣流方向，磨損速率整體呈下降趨勢，第1列的磨損速率最大，但在中間位置出現(xiàn)波動，后半段趨于穩(wěn)定略有上升。改造后磨損速度得到明顯改善，且各排換熱管的磨損速率波動很小，相比改造前，改造后左、右兩側(cè)的最大磨損速度分別下降了75.2%和87.8%，改善明顯，能夠大大延長換熱管的使用壽命和降低泄露風(fēng)險(xiǎn)。

3.3應(yīng)用效果

真空熱管式低溫省煤器于2020年11月改造完成并投運(yùn)，于2021年1月開展了性能測試試驗(yàn)。結(jié)果顯示，左、右側(cè)低溫省煤器出口煙氣平均溫度分別為91.4、91.0℃，達(dá)到小于95℃的設(shè)計(jì)要求。左、右側(cè)低溫省煤器阻力分別為349、344 Pa，達(dá)到小于500 Pa的設(shè)計(jì)要求，除塵器出口標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)干煙氣的顆粒物質(zhì)量濃度為15.5 mg/m3，達(dá)到改造目標(biāo)。經(jīng)過2年多運(yùn)行時(shí)間檢驗(yàn)，真空熱管低溫省煤器運(yùn)行良好，煙氣降溫幅度和電除塵效率均達(dá)到設(shè)計(jì)要求，尚未出現(xiàn)換熱管磨損泄漏的問題。圖11為工程應(yīng)用現(xiàn)場圖片。

4結(jié)論

1）入口煙氣速度、速度分布均勻性及粉塵濃度對低溫省煤器的磨損有很大影響，隨著風(fēng)速增大，低溫省煤器的磨損速度明顯增大；隨著入口煙氣速度分布均勻性的變差，低溫省煤器的最大磨損速度也明顯增大；隨著入口粉塵濃度的增加，低溫省煤器的磨損速率也明顯增大。

2）對某燃煤電廠低溫省煤器進(jìn)行改造，將管殼式圖11工程應(yīng)用現(xiàn)場低溫省煤器更換為真空熱管式低溫省煤器，同時(shí)對低溫省煤器上游煙道的彎頭及擴(kuò)張段進(jìn)行流線型改造，并設(shè)置流線型導(dǎo)流板。改造后，減少了煙道內(nèi)的渦流且流速有所提高，有利于減輕煙道積灰問題；同時(shí)低溫省煤器入口斷面速度分布均勻性得到明顯改善，且大大降低了整個(gè)系統(tǒng)的阻力；與改造前相比，改造后左、右兩側(cè)低溫省煤器的最大磨損速度分別下降了75.2、87.8%，能夠大大延長換熱管的使用壽命、降低換熱管泄露風(fēng)險(xiǎn)。

3）完成改造后的現(xiàn)場性能試驗(yàn)測試表明，真空熱管式低溫省煤器出口煙氣平均溫度達(dá)到小于95℃的設(shè)計(jì)要求；真空熱管式低溫省煤器煙氣側(cè)阻力達(dá)到小于500 Pa的設(shè)計(jì)要求，除塵器出口標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)干煙氣的顆粒物濃度也達(dá)到小于20 mg/m3的超低排放標(biāo)準(zhǔn)。

利益沖突聲明（Conflict of Interests）

所有作者聲明不存在利益沖突。（Conflict of Interests）

All authors disclose no relevant conflict of interests.

作者貢獻(xiàn)（Author’s Contributions）

葉興聯(lián)進(jìn)行了方案設(shè)計(jì)、論文的寫作和修改。作者均閱讀并同意了最終稿件的提交。

YE Xinglian finishes the design，writing，and revision of the manuscript.The author have read the final ver?sion of the paper and consented for submission.

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Analysis and application of low-temperature economizer erosion induced by two-phase flow

YE Xinglian1，2，3

1.National Environmental Protection Power Industry Dust Treatment Engineering Technology Center，Longyan 364000，China；

2.Fujian Longking Co.，Ltd.，Longyan 364000，China；3.School of Metallurgy，Northeastern University，Shenyang 110819，China

Abstract

Objective To enhance the dust removal efficiency of electrostatic precipitators，especially for the removal of fine particulate mat?ter like PM2.5，a low-temperature economizer is often integrated into a sub-low-temperature electrostatic precipitator.It′s worth noting that the sub-low-temperature electrostatic precipitator is often subjected to wear，ash accumulation，and corrosion during operation，leading to blockages and leaks in the heat exchange tubes.To address the wear problem of low temperature economizer within the low-temperature electrostatic precipitator induced by gas-particle two-phase flow，we diagnosed the causes and proposed optimization measures that can serve as a reference for the design and optimization of similar engineering projects.

Methods Computational fluid dynamics and discrete phase model（CFD-DPM）method were employed to capture multi-phase flow details，and an erosion prediction model（EPM）was utilized for wear prediction.The realizable k-εturbulence model was applied to solve the continuous phase，employing the Lagrange method to track the dust particle trajectories and the rebound model for particle-wall collision.The reliability of the numerical model was verified by comparing the wear rates.The sensitivity of the grid was assessed by examining the uniformity of velocity distribution at the inlet section of low-temperature economizer.

Results and Discussion In the benchmark model study，it was observed that lower flue gas velocities corresponded to reduced wear rates of the heat exchange tubes，indicating the necessity of a sufficiently large flue section area in the design of a low-temperature economizer.Furthermore，a decrease in dust concentration upstream of the low-temperature economizer correlated with a slower wear rate of the heat exchange tubes，suggesting the importance of implementing pre-collection measures to miti?gate high dust concentrations entering the economizer.The impact of dust particles on the heat exchange tubes and its fins led to decreased velocity and changed direction，resulting in wear conditions in the low-temperature economizer that did not fully corre?spond to the gas distribution.In the engineering application study，flow field distributions before and after reconstruction were compared and analyzed from the following aspects：1）The optimized design of the flue structure and baffles eliminated the eddy zone on the leeward side of individual baffles that existed before the renovation.2）Before the renovation，the flue gas produced a high-velocity jet downstream after passing through the guide plate in the inlet horn of the low-temperature economizer.Themaximum flue gas velocities of the first row of the left and right sides of the pseudo-pipe were 21.94 and 21.12 m/s，respec?tively，which were reduced to 12.97 and 12.81 m/s，respectively，after the renovation，effectively reducing the local maximum wear rate of the low-temperature economizer.3）Flow field optimization significantly decreased the relative standard deviation of the first column of the pseudo-pipe section on the left and right sides，with reductions from 0.322 to 0.201 on the left side and from 0.310 to 0.210 on the right side.4）The flow distribution deviation of the low-temperature economizeron the left and right sides was reduced from±2.03%to±1.23%，showing an improvement.5）The system pressure drop decreased from 791 Pa before renovation to 603 Pa after renovation，indicating that reasonable deflector measures can reduce system resistance.

Conclusion 1）The inlet flue gas velocity，velocity distribution uniformity，and dust concentration of low-temperature econo?mizer significantly affected its wear.Higher gas velocity increased dust concentration，and poorer velocity distribution unifor?mity led to more severe wear of a low-temperature economizer.2）Optimization and renovation of a low-temperature economizer in a coal-fired power plant were carried out.This involved replacing the shell and tube type low-temperature economizer with a vacuum heat pipe type，transforming the streamlined flue design and setting streamlined baffles to reduce eddies in the flue and enhance gas velocity.These modifications significantly improved the velocity distribution uniformity at the inlet section of the economizer，which was beneficial for reducing ash accumulation in the flue and lowering the system pressure drop.Compared to pre-renovation，the maximum wear rates of the low-temperature economizer decreased by 75.2%and 87.8%on the left and right sides，respectively，effectively reducing the risk of leakage.3）Performance test results showed that，after the renovation，the flue gas temperature at the outlet of the low-temperature economizer，the side pressure drop of the flue gas，and the particu?late matter concentration of dry flue gas in the standard state at the outlet of the dust collector all met the corresponding design requirements.

Keywords：two-phase flow；low-temperature economizer；erosion；numerical simulation

（責(zé)任編輯：趙雁）