回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器積灰防治改造方案研究

王 超，高榮澤，王利民，孫浩家，王研凱，李迎春，車得福

（1.內(nèi)蒙古電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010010； 2.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049）

二氧化碳等溫室氣體引起的氣候變化仍然是世界面臨的最具挑戰(zhàn)性的環(huán)境問(wèn)題之一。如果以目前的速度繼續(xù)增加，全球可能在大約30年內(nèi)變暖1.5 ℃，這將導(dǎo)致嚴(yán)重的環(huán)境問(wèn)題[1]。通過(guò)可再生能源發(fā)電機(jī)組取代部分火力發(fā)電機(jī)組可有效解決此問(wèn)題，但可再生能源機(jī)組無(wú)法提供與傳統(tǒng)火力發(fā)電機(jī)組同樣持續(xù)穩(wěn)定的電力輸出，所以火電機(jī)組的調(diào)峰技術(shù)是解決這一消耗問(wèn)題的關(guān)鍵之一。然而，在調(diào)峰工況下，隨著負(fù)荷的不斷降低，選擇性催化還原（SCR）脫硝裝置的入口溫度會(huì)顯著下降，導(dǎo)致噴氨量過(guò)大，內(nèi)部流場(chǎng)不均勻；與過(guò)量氨混合的煙氣向下游流向回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器（空預(yù)器）?；剞D(zhuǎn)式空預(yù)器是鍋爐中使用熱煙氣余熱加熱冷空氣的關(guān)鍵部件，該裝置內(nèi)，煙氣中的氨與三氧化硫（SO3）、水蒸氣反應(yīng)生成硫酸銨（AS）和硫酸氫銨（ABS）。研究發(fā)現(xiàn)，ABS會(huì)在220 ℃和261 ℃間形成，且會(huì)在173.3 ℃時(shí)揮發(fā)[2-5]。液態(tài)的ABS非常粘稠，當(dāng)溫度降至220 ℃以下時(shí)，空預(yù)器內(nèi)會(huì)發(fā)生ABS冷凝和飛灰粘附，尤其是在傳熱板之間的小體積通道中。嚴(yán)重的積灰會(huì)極大地影響空預(yù)器的運(yùn)行狀態(tài)并引發(fā)安全問(wèn)題，例如降低機(jī)組的熱效率、腐蝕蓄熱元件、損壞風(fēng)扇以及增加維修成本等。

在回轉(zhuǎn)式空預(yù)器中，煙氣入口溫度通常在350 ℃以上，而空氣側(cè)入口溫度通常低于40 ℃，這導(dǎo)致靠近冷端的金屬溫度往往低于200 ℃，此溫度范圍容易產(chǎn)生ABS灰垢。目前解決這個(gè)問(wèn)題的重點(diǎn)是提高冷端的溫度，現(xiàn)階段有幾種解決方案：在進(jìn)氣口前加裝暖風(fēng)器[6-8]、熱風(fēng)再循環(huán)[9]、風(fēng)量分切循環(huán)風(fēng)防堵[10-13]及煙氣順流分切防堵技術(shù)[14]。這些方案各有利弊，但關(guān)于不同改造方案的計(jì)算和量化比較的研究鮮有報(bào)道。

為給回轉(zhuǎn)式空預(yù)器的積灰防治改造方案的選擇提供指導(dǎo)，本文基于有限差分法計(jì)算溫度場(chǎng)，量化比較了不同改造方案，以冷端金屬溫度為指標(biāo)計(jì)算和評(píng)估了4種解決方案。

1 改造方案

首先對(duì)所研究改造方案作詳細(xì)闡述。

1）加裝鍋爐暖風(fēng)器方案鍋爐暖風(fēng)器是一種熱交換器，從汽輪機(jī)抽汽并加熱空預(yù)器進(jìn)口空氣，一般安裝在空預(yù)器入口前?？諝庠谂L(fēng)器里被加熱升溫，使空預(yù)器壁溫升高，減輕低溫腐蝕。但暖風(fēng)器的投用會(huì)使空預(yù)器傳熱溫差減小，鍋爐排煙溫度升高，故鍋爐熱效率下降。

2）熱風(fēng)再循環(huán)技術(shù)方案此技術(shù)即在空預(yù)器的二次風(fēng)出口處設(shè)置一段管路，并連接至一、二次風(fēng)送風(fēng)機(jī)之前，使空預(yù)器出口的一部分熱風(fēng)與入口冷風(fēng)混合換熱。此方案在風(fēng)道中增設(shè)有可調(diào)節(jié)擋板，用于調(diào)節(jié)循環(huán)風(fēng)量從而改變?cè)傺h(huán)效果。通常再循環(huán)風(fēng)量增大后效果更好，但成本上升。采用熱風(fēng)再循環(huán)技術(shù)后，會(huì)使空預(yù)器出口風(fēng)溫下降，但排煙溫度升高。

3）空預(yù)器風(fēng)量分切循環(huán)風(fēng)防堵技術(shù)此技術(shù)在空預(yù)器本體上隔出循環(huán)風(fēng)倉(cāng)，從循環(huán)風(fēng)倉(cāng)熱端出口引出一條風(fēng)道連接至循環(huán)風(fēng)冷端入口，同時(shí)在風(fēng)道上安裝風(fēng)機(jī)，帶動(dòng)空氣在循環(huán)風(fēng)道中不斷循環(huán)。循環(huán)風(fēng)在空預(yù)器熱端吸熱，生成熱風(fēng)，然后流入空預(yù)器冷端，利用部分空預(yù)器熱端熱量來(lái)加熱冷端，從而提高冷端壁溫，此技術(shù)改造后轉(zhuǎn)子的分倉(cāng)示意圖如圖1所示。

4）空預(yù)器煙氣順流分切防堵技術(shù)此方案由南京兆能節(jié)能科技有限公司提出，分倉(cāng)示意如圖2所示。在空預(yù)器煙氣側(cè)區(qū)域A建立防堵灰分倉(cāng)，在該區(qū)域的冷端出口增設(shè)煙道，連接至一次風(fēng)側(cè)區(qū)域B的冷端，即治漏風(fēng)分倉(cāng)。在該煙道上安裝引煙機(jī)，并提高煙速。這可提高區(qū)域A冷端的出口溫度，形成高溫高流速區(qū)域，并可清除蓄熱元件表面的積灰以及酸液，使蓄熱元件表面清潔狀況改善，并控制堵灰。當(dāng)煙氣進(jìn)入?yún)^(qū)域B后，高速煙氣可置換蓄熱元件內(nèi)的攜帶漏風(fēng)并再次從熱端出口進(jìn)入煙道，明顯改善漏風(fēng)問(wèn)題。

2 計(jì)算方法

由于轉(zhuǎn)子內(nèi)部溫度場(chǎng)無(wú)法直接測(cè)得，為得到溫度數(shù)據(jù)，可以先對(duì)轉(zhuǎn)子建立模型，并使用有限差分法結(jié)合已知的煙氣側(cè)、空氣側(cè)出入口溫度及流量進(jìn)行迭代計(jì)算。為比較不同方案的效果，提出衡量改造效果的指標(biāo)-平均冷端壁溫，并在計(jì)算前通過(guò)實(shí)測(cè)值對(duì)模型作了驗(yàn)證。

2.1 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)回轉(zhuǎn)式空預(yù)器的工作原理，利用有限差分法對(duì)回轉(zhuǎn)式空預(yù)器的轉(zhuǎn)子所在空間離散化和網(wǎng)格化，得到如圖3所示的有限控制體積，蓄熱體和流體十字交叉流過(guò)每個(gè)單元格進(jìn)行換熱[15-16]。

基于能量守恒原理，得到控制體的熱平衡方程：

式中：r、z和θ分別為回轉(zhuǎn)式空預(yù)器轉(zhuǎn)子的徑向、軸向和切向或其距離；t為氣體的溫度；m為氣體的質(zhì)量流量；c為氣體的比熱容；T為蓄熱體傳熱元件的溫度；M為蓄熱體隨轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)進(jìn)入控制微元的質(zhì)量流量，與轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動(dòng)速率有關(guān)；C為蓄熱體金屬的比熱容；Ψ為傳熱元件占轉(zhuǎn)子空間的份額；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；方程左側(cè)的3項(xiàng)分別代表了由煙氣或空氣攜帶、蓄熱體攜帶及蓄熱體導(dǎo)熱進(jìn)入控制體積的能量。

為對(duì)上述熱平衡方程進(jìn)行簡(jiǎn)化，提出假設(shè)條件：轉(zhuǎn)子入口流體的溫度均勻分布；煙氣和傳熱元件金屬的物性參數(shù)只與溫度有關(guān)系；忽略煙氣和空氣的導(dǎo)熱，以及與傳熱元件的輻射換熱；忽略攜帶漏風(fēng)對(duì)預(yù)熱器傳熱的影響；根據(jù)傳熱元件在轉(zhuǎn)子中的裝填方式，認(rèn)為蓄熱體在切向的導(dǎo)熱為零，忽略蓄熱體在徑向的導(dǎo)熱，只考慮在軸向的導(dǎo)熱。熱平衡方程轉(zhuǎn)換為：

在控制體積中，流體與蓄熱體之間存在相互傳熱，可以得到傳熱方程：

式中：σ為蓄熱體的傳熱面積密度；方程的左側(cè)代表流體能量的增加量，右側(cè)項(xiàng)代表蓄熱體向流體的對(duì)流傳熱。

對(duì)式(2)與式(3)采用有限差分法進(jìn)行離散、聯(lián)立構(gòu)造方程組并使用Thomas算法求解。

轉(zhuǎn)化為二維的回轉(zhuǎn)式空預(yù)器的轉(zhuǎn)子部分網(wǎng)格劃分示意圖如圖4所示。通過(guò)已知相鄰2節(jié)點(diǎn)溫度值即可解方程組求得其余2點(diǎn)溫度值。若已知圖中最左邊n個(gè)節(jié)點(diǎn)和最上邊m個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度值，則通過(guò)不斷解方程組可求得此區(qū)域內(nèi)所有節(jié)點(diǎn)的溫度。

2.2 迭代流程

首先輸入三分倉(cāng)空預(yù)器轉(zhuǎn)子的型號(hào)、高度和蓄熱波紋板的類型，查取相應(yīng)結(jié)構(gòu)參數(shù)和物性參數(shù)； 檢查空預(yù)器的已知熱力參數(shù)是否合理；同時(shí)根據(jù)燃料參數(shù)確定煙氣的成分。迭代分為內(nèi)層迭代和外層迭代：內(nèi)層迭代為先給蓄熱體旋轉(zhuǎn)入口賦初值，求解某層溫度場(chǎng)，得到蓄熱體旋轉(zhuǎn)出口溫度，根據(jù)連續(xù)性比較出入口溫度進(jìn)行修正；外層迭代為先假設(shè)各層出入口流體溫度初值計(jì)算得到整個(gè)轉(zhuǎn)子溫度場(chǎng)，根據(jù)連續(xù)性比較某一層出口與下一層入口溫度，進(jìn)行修正。

下面以三分倉(cāng)3層蓄熱元件的空預(yù)器及轉(zhuǎn)子按煙氣倉(cāng)、二次風(fēng)倉(cāng)、一次風(fēng)倉(cāng)的順序旋轉(zhuǎn)為例介紹具體的迭代步驟：

1）根據(jù)已知的參數(shù)給空預(yù)器蓄熱體空間中的節(jié)點(diǎn)賦初值，得到假定的煙氣側(cè)蓄熱體的進(jìn)口的溫度分布。

2）根據(jù)假設(shè)值使用Thomas算法計(jì)算煙氣倉(cāng)溫度場(chǎng)，并將煙氣側(cè)蓄熱波紋板出口的溫度分布傳遞給二次風(fēng)倉(cāng)作為入口溫度，同樣計(jì)算并將二次風(fēng)倉(cāng)溫度傳遞給一次風(fēng)倉(cāng)，最終計(jì)算得到一次風(fēng)倉(cāng)蓄熱體出口溫度。

3）將蓄熱體出口溫度與煙氣側(cè)蓄熱體旋轉(zhuǎn)入口溫度作比較，若偏差大于限定值，則將出口溫度賦予入口，進(jìn)行迭代計(jì)算，直到偏差滿足精度要求。

4）然后將第1層計(jì)算得到的煙氣出口溫度分布傳遞給第2層煙氣進(jìn)口，作為該層迭代計(jì)算的已知條件，用同樣的內(nèi)層迭代方法計(jì)算第2層所有節(jié)點(diǎn)上的溫度值，第3層同理。

5）對(duì)比第2層迭代計(jì)算得到的空氣側(cè)出口的一次風(fēng)溫度分布和二次風(fēng)溫度分布與假設(shè)的第1層空氣側(cè)進(jìn)口的溫度分布是否一致。對(duì)比第3層迭代計(jì)算得到的空氣側(cè)出口的一次風(fēng)溫度分布和二次風(fēng)溫度分布假設(shè)的第2層空氣側(cè)進(jìn)口的溫度分布是否一致。根據(jù)偏差情況進(jìn)行外層迭代，直至偏差滿足精度要求，溫度場(chǎng)計(jì)算完畢。

2.3 評(píng)價(jià)指標(biāo)

為更直觀地體現(xiàn)改造效果的優(yōu)劣，此處提出2個(gè)評(píng)價(jià)改造效果優(yōu)劣的指標(biāo)：平均冷端壁溫tc與危險(xiǎn)區(qū)比例。平均冷端壁溫是指在網(wǎng)格劃分完成后最靠近冷端的一排蓄熱體節(jié)點(diǎn)溫度的平均值，其定義式為：

式中：tc為平均冷端壁溫，℃；n為最靠近冷端一排的蓄熱體節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)；ti為當(dāng)前被求和節(jié)點(diǎn)的蓄熱體溫度值，℃。

危險(xiǎn)區(qū)比例代表根據(jù)蓄熱體中溫度小于207 ℃的節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)占全部節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)的比值。根據(jù)Muzio等人[17]的研究結(jié)果，一般在SO3為15 mg/m3時(shí)ABS在207 ℃左右開(kāi)始沉積，故此處定義危險(xiǎn)區(qū)的閾值溫度為207 ℃。

2.4 模型驗(yàn)證

采用某燃煤電廠的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證本計(jì)算方法的可行性。通過(guò)對(duì)比實(shí)測(cè)的溫度與計(jì)算溫度值，可知本模型計(jì)算值與實(shí)際偏差絕對(duì)值小于5%，即滿足工程計(jì)算要求，可以用來(lái)計(jì)算不同改造方案的效果。對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 計(jì)算溫度值與實(shí)測(cè)溫度值的對(duì)比 Tab.1 Comparison between the calculated temperature and the measured temperature

3 研究對(duì)象與內(nèi)容

3.1 研究對(duì)象

為對(duì)比改造效果，選取某燃煤電廠的2臺(tái)空氣容克式預(yù)熱器，型號(hào)為L(zhǎng)AP11284/2400，轉(zhuǎn)子直徑為11 284 mm，蓄熱元件分為3層，分別為400 mm的DU板、1 000 mm的DU板和1 000 mm的DN板，每臺(tái)預(yù)熱器金屬重量約543 t。設(shè)定當(dāng)?shù)睾０螢? 500 m，并設(shè)定轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1.05 r/min。

假設(shè)改造前后各層結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)不變，均為3層，其主要參數(shù)見(jiàn)表2。改造前的三分倉(cāng)空預(yù)器結(jié)構(gòu)如圖5所示。

表2 改造前各層主要參數(shù) Tab.2 Main parameters of layers before transformation

3.2 研究?jī)?nèi)容

為簡(jiǎn)便起見(jiàn)，對(duì)各改造方案進(jìn)行命名：將暖風(fēng)器方案簡(jiǎn)稱“方案1”、將熱風(fēng)再循環(huán)方案簡(jiǎn)稱“方案2”、風(fēng)量分切循環(huán)風(fēng)防堵技術(shù)簡(jiǎn)稱“方案3”、將空預(yù)器煙氣順流分切防堵技術(shù)簡(jiǎn)稱“方案4”。下面對(duì)4種方案的研究?jī)?nèi)容作簡(jiǎn)要介紹。

由于方案1是通過(guò)低壓抽汽直接加熱進(jìn)口空氣，故在保持改造前分倉(cāng)結(jié)構(gòu)參數(shù)、工況參數(shù)不變的同時(shí)，僅提高空氣側(cè)入口溫度。在未開(kāi)啟暖風(fēng)器時(shí)，由于地域原因和季節(jié)原因，入口風(fēng)溫可能位于5 ℃以下。首先假設(shè)室溫為5 ℃，設(shè)置暖風(fēng)器目標(biāo)溫度為25 ℃至55 ℃，研究暖風(fēng)器加熱程度對(duì)平均冷端壁溫與危險(xiǎn)區(qū)比例的影響。

方案2是用部分出口熱風(fēng)加熱入口溫度較低的空氣，在本研究中選取較常見(jiàn)的循環(huán)方法，即使用二次風(fēng)出口熱風(fēng)加熱二次風(fēng)入口冷風(fēng)。為與其他方案進(jìn)行對(duì)比，保證各倉(cāng)內(nèi)流量與改造前相同，然后改變混合加熱的目標(biāo)冷端蓄熱體溫度，研究平均冷端壁溫、危險(xiǎn)區(qū)比例與再循環(huán)風(fēng)率的關(guān)系，同時(shí)研究空氣側(cè)出口風(fēng)溫降低情況。

方案3是在空氣側(cè)隔出一個(gè)循環(huán)風(fēng)倉(cāng)，改造后為四分倉(cāng)結(jié)構(gòu)，本計(jì)算在一次風(fēng)倉(cāng)中分隔出一定角度成為獨(dú)立的循環(huán)風(fēng)倉(cāng)。其改造效果的影響有：一是改造后循環(huán)分倉(cāng)的角度；二是改造后循環(huán)分倉(cāng)的提速程度。故先令改造后煙氣倉(cāng)、二次風(fēng)倉(cāng)流量不變，一次風(fēng)倉(cāng)內(nèi)流速不變，而其流量按照所減少的角度按比例削減?？紤]到一次風(fēng)倉(cāng)流量不可過(guò)小，故設(shè)置循環(huán)分倉(cāng)角度由5°遞增，每次增加5°，直到30°，相應(yīng)的一次風(fēng)倉(cāng)由70°遞減，每次減少5°，直到40°。然后令循環(huán)分倉(cāng)角度不變，在原流速的基礎(chǔ)上分別提高至原速的150%、200%及250%。若角度過(guò)小但提速過(guò)高，則會(huì)導(dǎo)致出入口壓差過(guò)大，即流速不能無(wú)限制提高。故此方案需研究2個(gè)影響因素對(duì)平均冷端壁溫、危險(xiǎn)區(qū)比例與壓差的影響。

方案4在煙氣倉(cāng)與一次風(fēng)倉(cāng)中分別隔出A、B兩個(gè)分倉(cāng)，它們是上、下游關(guān)系，其中流體均為煙氣，流量、流速相同但流動(dòng)方向不同。改造后為五分倉(cāng)結(jié)構(gòu)，其改造效果的影響有：一是改造后A、B分倉(cāng)的角度；二是改造后兩分倉(cāng)的提速程度。首先令改造后二次風(fēng)倉(cāng)流量不變，二次風(fēng)倉(cāng)、煙氣倉(cāng)流速不變，其流量根據(jù)所減少的角度按比例削減?？紤]到一次風(fēng)倉(cāng)流量不可過(guò)小，故設(shè)置A、B分倉(cāng)角度由5°遞增，每次增加5°，直到30°。然后令角度不變，在原流速的基礎(chǔ)上分別提高至150%、200%及250%。本方案也需研究2個(gè)影響因素對(duì)平均冷端壁溫、危險(xiǎn)區(qū)比例與壓差的影響。

4 結(jié)果與討論

根據(jù)計(jì)算方法編寫(xiě)計(jì)算機(jī)程序，并輸入初始數(shù)據(jù)進(jìn)行研究。首先對(duì)改造前的三分倉(cāng)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器進(jìn)行計(jì)算，得到用于對(duì)照的標(biāo)準(zhǔn)。通過(guò)計(jì)算各方案改造后的數(shù)據(jù)與計(jì)算前對(duì)比來(lái)分析改造效果。

4.1 改造前計(jì)算結(jié)果

輸入改造前分倉(cāng)結(jié)構(gòu)與其他參數(shù)數(shù)據(jù)見(jiàn)表3。計(jì)算得到改造前平均冷端壁溫為58.56 ℃，各分倉(cāng)其他計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。經(jīng)過(guò)計(jì)算，改造前各倉(cāng)阻力均小于1 kPa，數(shù)值較小屬于風(fēng)機(jī)可承受范圍，而平均冷端壁溫為58.56 ℃，溫度偏低。改造前蓄熱體溫度分布如圖6所示，改造前危險(xiǎn)區(qū)比例為42.42%，此數(shù)值可作為后續(xù)改造效果的參考值。

表3 改造前各分倉(cāng)主要參數(shù) Tab.3 Main parameters of sectors before transformation

表4 改造前各分倉(cāng)計(jì)算結(jié)果 Tab.4 Calculation results of sectors before transformation

4.2 改造后各方案計(jì)算結(jié)果

方案1僅提高冷端入口空氣溫度，保持三分倉(cāng)和其他參數(shù)不變。表5為不同入口空氣溫度下平均冷端壁溫的計(jì)算值。方案1改造后蓄熱體溫度分布如圖7所示，圖7a)與圖7b)分別展示了將入口空氣溫度提升至25 ℃與55 ℃的蓄熱體溫度分布圖，分別代表低壓抽汽較少與較多的情況。方案1改造后的危險(xiǎn)區(qū)比例如圖8所示，其中短劃線為改造前計(jì)算結(jié)果。

表5 平均冷端壁溫隨入口空氣溫度的變化 Tab.5 Variation of average cold end temperature with inlet air temperature

方案2分別設(shè)置目標(biāo)溫度為60 ℃至110 ℃，得到在不同再循環(huán)風(fēng)率下平均冷端壁溫與二次風(fēng)倉(cāng)出口溫度的情況如圖9所示。圖10展示了方案2改造后的危險(xiǎn)區(qū)比例。

方案3改造后增加了循環(huán)風(fēng)倉(cāng)，成為四分倉(cāng)結(jié)構(gòu)，其中循環(huán)風(fēng)倉(cāng)的出入口溫度相同，改造后蓄熱體溫度分布如圖11所示。圖11a)、圖11b)和圖11c)分別為循環(huán)分倉(cāng)角度5°倉(cāng)內(nèi)提速150%、循環(huán)分倉(cāng)角度30°倉(cāng)內(nèi)提速150%和循環(huán)分倉(cāng)角度30°倉(cāng)內(nèi)提速250%改造后的蓄熱體溫度分布。圖12對(duì)比了在不同設(shè)計(jì)參數(shù)下，經(jīng)方案3改造后平均冷端壁溫和空氣出口溫度的情況。不同改造參數(shù)下的危險(xiǎn)區(qū)比例如圖13所示。

方案4改造后增加了2個(gè)煙氣分倉(cāng)A、B，成為五分倉(cāng)結(jié)構(gòu)，其中分倉(cāng)A的出口溫度與分倉(cāng)B的入口溫度相同，改造后蓄熱體溫度分布如圖14所示。

圖14a)、圖14b)和圖14c)分別為分倉(cāng)A、B開(kāi)倉(cāng)角度為5°倉(cāng)內(nèi)提速150%、開(kāi)倉(cāng)角度30°倉(cāng)內(nèi)提速150%和開(kāi)倉(cāng)角度30°倉(cāng)內(nèi)提速250%改造后的蓄熱體溫度分布圖。

圖15對(duì)比了在不同的設(shè)計(jì)參數(shù)下，經(jīng)方案4改造后平均冷端壁溫、分倉(cāng)A與分倉(cāng)B內(nèi)阻力以及空氣出口溫度的情況。不同改造參數(shù)下的危險(xiǎn)區(qū)比例如圖16所示。

4.3 對(duì)比與討論

對(duì)比改造前與方案1改造后的計(jì)算結(jié)果，發(fā)現(xiàn)空氣入口溫度提升會(huì)顯著提高冷端蓄熱體溫度。改造前平均冷端溫度為58.56 ℃，而經(jīng)過(guò)暖風(fēng)器加溫入口空氣，在入口溫度設(shè)定為55 ℃時(shí)，平均冷端溫度可以提升至101.12 ℃。根據(jù)不同目標(biāo)溫度下的危險(xiǎn)區(qū)比例，發(fā)現(xiàn)當(dāng)溫度提升時(shí)，危險(xiǎn)區(qū)比例明顯下降，當(dāng)目標(biāo)溫度為55 ℃時(shí)，該值下降至35%左右，故此方法可以有效減輕腐蝕。對(duì)比圖7中2種情況下蓄熱體溫度分布及表5的數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)入口溫度與平均冷端壁溫基本呈正相關(guān)。

由方案2改造后的計(jì)算結(jié)果（圖9）可知，再循環(huán)閥門開(kāi)度越大，再循環(huán)率越高，平均冷端壁溫越高，其中再循環(huán)率為循環(huán)風(fēng)量占二次風(fēng)倉(cāng)流量的比重。當(dāng)再循環(huán)率為7%時(shí)，平均冷端壁溫可達(dá)到110 ℃以上。由于使用出口熱風(fēng)加熱入口冷風(fēng)，造成出口熱風(fēng)能量損失，導(dǎo)致再循環(huán)率上升的同時(shí)二次風(fēng)出口溫度下降，本研究中最低為305 ℃左右，存在明顯的能耗。同時(shí)根據(jù)圖10的危險(xiǎn)區(qū)比例可知，當(dāng)再循環(huán)風(fēng)率增大時(shí)，危險(xiǎn)區(qū)比例也會(huì)增大，該方法在提高冷端壁溫的同時(shí)，會(huì)增大易結(jié)垢區(qū)域，故對(duì)于ABS的防治是不利的。

方案3改造后的計(jì)算結(jié)果表明，隨開(kāi)倉(cāng)角度和流速的增大，平均冷端溫度均得到提升，其隨參數(shù)的變化情況如圖12a)所示。當(dāng)循環(huán)分倉(cāng)角度設(shè)置為30°，流速提高到250%時(shí)，平均冷端壁溫最高，其值為123.54 ℃。對(duì)比圖11中的溫度分布，當(dāng)從5°至30°提升循環(huán)分倉(cāng)角度，原冷端低溫側(cè)蓄熱元件溫度圖像上移，當(dāng)提速比例從150%升高至250%時(shí)，該位置溫度圖像繼續(xù)上移。圖11中0°或360°位置即循環(huán)分倉(cāng)位置，在改造前是旋轉(zhuǎn)方向上溫度最低的，而改造后得到明顯提升。圖13的危險(xiǎn)區(qū)比例數(shù)據(jù)表明，當(dāng)分倉(cāng)角度固定時(shí)，提高風(fēng)速會(huì)增大危險(xiǎn)區(qū)比例，其原因與熱風(fēng)再循環(huán)類似，即當(dāng)冷端溫度提升時(shí)，熱端溫度下降，軸向整體溫度梯度減小且危險(xiǎn)區(qū)擴(kuò)大。圖12b)中的出口溫度數(shù)據(jù)佐證了此現(xiàn)象，出口溫度過(guò)低可能會(huì)影響鍋爐內(nèi)完全燃燒與穩(wěn)定性，故選擇方案3的改造參數(shù)時(shí)，僅圖示的部分參數(shù)可以滿足減小危險(xiǎn)區(qū)、減輕結(jié)垢的要求。

對(duì)比方案4改造前、后的計(jì)算結(jié)果可知，隨分倉(cāng)A、B角度和流速的增大，平均冷端溫度均得到提升。當(dāng)分倉(cāng)A、B角度均設(shè)置為30°，流速提高到250%時(shí)，平均冷端壁溫最高，其值為83.06 ℃。對(duì)比圖14中的溫度分布圖，當(dāng)分倉(cāng)A、B角度從5°提升至30°，以及提速比例從150%升高至250%時(shí)，冷端溫度有明顯提升，但提升幅度略小于方案3。圖15b)表明方案4的開(kāi)倉(cāng)選擇對(duì)空氣側(cè)出口溫度的影響不大，故選擇參數(shù)時(shí)在一定范圍內(nèi)可不考慮此因素。根據(jù)圖16的危險(xiǎn)區(qū)比例數(shù)據(jù)，開(kāi)倉(cāng)角度增大且提速比例升高時(shí)，危險(xiǎn)區(qū)比例整體呈下降趨勢(shì)。當(dāng)提速250%時(shí)，分倉(cāng)A、B內(nèi)阻力均為2.4 kPa。綜合各方面因素，方案4在分倉(cāng)A、B開(kāi)倉(cāng)角度與提速較多時(shí)方可防治積灰結(jié)渣。

總體來(lái)說(shuō)，在轉(zhuǎn)子溫度控制方面，方案1的提溫效果最好，隨目標(biāo)溫度的提升，危險(xiǎn)區(qū)比例下降且冷端壁溫提升幅度較大。方案2需要耗費(fèi)部分出口熱風(fēng)能量來(lái)加熱冷端空氣，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，雖然冷端壁溫得到提升，但危險(xiǎn)區(qū)比例明顯上升，其對(duì)于積灰防治是不利的。對(duì)方案3、方案4來(lái)說(shuō)，改造參數(shù)對(duì)改造效果有著較大影響，2種方案均需要較大的開(kāi)倉(cāng)角度方可減小危險(xiǎn)區(qū)比例，而提升新分倉(cāng)內(nèi)流速對(duì)2種方案的改造效果完全相反，其會(huì)增大方案3但減小方案4的危險(xiǎn)區(qū)比例，總的來(lái)說(shuō)，2個(gè)方案的效果均依賴于參數(shù)的選擇，需根據(jù)不同的轉(zhuǎn)子型號(hào)及工況參數(shù)提前計(jì)算。

某燃煤電廠對(duì)上述研究對(duì)象即型號(hào)為L(zhǎng)AP11284/2400的回轉(zhuǎn)式空預(yù)器進(jìn)行了改造，改造前采用方案1加裝暖風(fēng)器來(lái)提高冷端溫度，改造后停運(yùn)暖風(fēng)器并采取方案4分割了空預(yù)器。該電廠機(jī)組功率為350 MW，經(jīng)過(guò)估算，由于暖風(fēng)器停運(yùn)，排煙溫度下降1～3 ℃，年節(jié)約標(biāo)煤900 t左右，直接經(jīng)濟(jì)效益約為26.3萬(wàn)元/年。蒸汽吹灰次數(shù)降為 1次/天，蒸汽參數(shù)為壓力1.0～1.5 MPa、溫度300～ 350 ℃，全年減少蒸汽吹灰700次左右，直接經(jīng)濟(jì)收益約60萬(wàn)元/年。煙氣側(cè)阻力平均下降500 Pa左右，直接經(jīng)濟(jì)收益約為45萬(wàn)元/年。由于方案4加入了治漏分倉(cāng)，漏風(fēng)率顯著降低，可控制在4%以內(nèi)，這使得年節(jié)約煤耗1 022 t，同時(shí)引風(fēng)機(jī)年節(jié)約665 000 kW，此項(xiàng)收益約97.7萬(wàn)元/年。綜合評(píng)估，改造初投資320萬(wàn)元左右，可在一年內(nèi)收回成本。故相較于方案1，方案4在治漏風(fēng)與降低排煙溫度方面所帶來(lái)的經(jīng)濟(jì)效益具有較大優(yōu)勢(shì)。

鄒學(xué)明等[11]研究了風(fēng)量分切循環(huán)風(fēng)防堵技術(shù)（方案3）的經(jīng)濟(jì)效益，所選擇的循環(huán)分倉(cāng)角度為15°，在倉(cāng)內(nèi)保持原速的情況下與本文計(jì)算結(jié)果基本一致，可改善轉(zhuǎn)子的積灰情況。經(jīng)過(guò)改造后排煙溫度降低但需要增加耗電，綜合評(píng)價(jià)后總收益約為25.25萬(wàn)元/月，即303萬(wàn)元/年左右，與方案4相近，但該方案仍需要改造風(fēng)道，初投資較高。

綜上，就改造效果而言方案3與方案4較方案1有較大優(yōu)勢(shì)，但投資成本較高。在條件允許的情況下，應(yīng)優(yōu)先選擇前2種方案，同時(shí)方案4在治理漏風(fēng)方面的效果更佳。

5 結(jié) 論

1）本研究對(duì)4種改造方案進(jìn)行了量化計(jì)算，得到了不同改造方案在不同參數(shù)下的改造效果并通過(guò)有限差分法的計(jì)算模型求得改造前后的蓄熱體溫度場(chǎng)。

2）通過(guò)計(jì)算對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在冷端壁溫控制方面，方案1的效果較好，隨目標(biāo)溫度的提升，危險(xiǎn)區(qū)比例下降且冷端壁溫提升幅度較大，但排煙溫度會(huì)上升增加熱損失。方案2需要耗費(fèi)部分出口熱風(fēng)能量來(lái)加熱冷端空氣，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，雖然冷端壁溫得到提升，但危險(xiǎn)區(qū)比例明顯上升，其對(duì)于積灰防治是不利的。對(duì)方案3、方案4來(lái)說(shuō)，二者均可有效改善積灰結(jié)垢且降低排煙溫度，但改造參數(shù)對(duì)改造效果有較大影響，2種方案均需較大的開(kāi)倉(cāng)角度方可減小危險(xiǎn)區(qū)比例，而提升新分倉(cāng)內(nèi)流速對(duì)2種方案的改造效果完全相反，其會(huì)增大方案3但減小方案4的危險(xiǎn)區(qū)比例，總體而言，2個(gè)方案的效果均依賴于參數(shù)的選擇，需根據(jù)不同的轉(zhuǎn)子型號(hào)及工況參數(shù)提前計(jì)算。

3）就改造效果而言，方案3與方案4較方案1有較大優(yōu)勢(shì)，但投資成本較高。在條件允許的情況下，應(yīng)優(yōu)先選擇前2種方案，同時(shí)方案4在治理漏風(fēng)方面的效果更佳。

4）在選擇改造方式時(shí)若需要對(duì)分倉(cāng)內(nèi)流體提速，需要額外考慮風(fēng)機(jī)負(fù)荷限制。在本研究下，提速至250%會(huì)使倉(cāng)內(nèi)阻力達(dá)到2 kPa以上，在選取風(fēng)機(jī)時(shí)需要考慮此限制。