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作者 | 闫顺林  曹保鑫

华北电力大学能源动力与机械工程学院

［摘 要］烟气经选择性催化还原(SCR)脱硝后，产生的硫酸氢铵会造成空气预热器(空预器)冷端蓄热元件腐蚀和堵塞。将三分仓回转式空预器转子看成多孔介质，建立了非热平衡模型，模拟得出某 600 MW 机组空预器工质和受热面三维温度分布，分析了烟风出口温度和受热面转子温度沿旋转方向的变化规律。结果表明：烟气沿流动方向温度逐渐降低，空气沿流动方向温度逐渐升高，出口温度沿旋转方向几乎呈线性关系，且由于分仓的存在，沿旋转方向各个分仓的交界面上温度是不连续的；蓄热元件温度从热端到冷端逐渐降低，沿旋转方向呈先增后减的趋势；低温腐蚀危险区域主要集中在冷段，硫酸氢铵沉积危险区域主要集中在冷段和热段交界处。

［关   键   词］三分仓；回转式空气预热器；多孔介质；非热平衡模型；硫酸氢铵沉积；腐蚀；堵塞

作为锅炉尾部烟道重要的余热回收系统，回转式空气预热器(空预器)在大型火电机组中得到了广泛的应用。这种蓄热式换热器是烟气和空气交替通过受热面，当烟气通过此受热面时，受热面金属被加热而将热量蓄积起来，当空气通过时金属将热量释放并加热空气。与管式空预器相比，回转式  空预器具有体积小、重量轻和传热效率高的优点。三分仓回转式空预器具有烟气、一次风、二次风 3 个受热面通道，在实际运行中，存在低温腐蚀、漏风较高和 NH4HSO4(ABS)沉积等问题，低温受热面腐蚀和 ABS 沉积均与其内部温度分布密切相关。为此，有必要对回转式空预器内部蓄热元件和工质温度分布进行模拟研究。

关于回转式空预器内部温度场的求解，国内进行了大量的研究工作，但对空预器内部温度场全三维数值模拟研究较少。文献建立了考虑轴向导热的三分仓回转式空预器传热模型，并验证了其准确性；文献研究了转速对三分仓回转式空预器热力性能的影响；文献采用有限元法将回转式空预器沿转速方向周向展开，对其内部温度分布进行了数值计算；文献取受热面转子的一部分，交替改变进出口边界条件对回转式空预器温度场进行了数值模拟；文献采用热平衡模型对二分仓回转式空预器进行了完全三维数值模拟，忽略了金属受热面与流体间的温差；文献对旋转的金属受热面参数化，将其定义为用户自定义标量，建立了四分仓回转式空预器传热三维数值计算模型；文献研究了三分仓回转式空预器温度分布的影响因素；文献通过工程模块化建模方法建立了多段四分仓空预器模型；文献对三分仓及改进三分仓回转式空预器进行了热力计算；文献建立了适应选择性催化还原(SCR)脱硝的回转式空预器传热计算模型；文献研究了漏风对回转式空预器热力性能的影响；文献采用有限容积法对双分仓空预器温度场进行了研究，并建立了空预器入口前烟气与空气通道模型，得到了空预器进口处的边界条件。

尽管对回转式空预器温度场的研究较多，但空预器全三维温度分布仍不能准确呈现，对影响回转式空预器温度分布因素的研究也不够完善。本文 基于 Fluent 软件将空预器转子看成多孔介质，对某600  MW 机组三分仓回转式空预器进行等尺寸的三维数值模拟，得到金属受热面与烟风温度三维分布规律，为研究蓄热元件低温腐蚀以及空预器 ABS 沉积奠定基础。

1 数学模型

三分仓回转式空预器结构和工质流向如图 1 所示，转子结构和蓄热元件如图 2 所示。回转式空预器转子被大量的薄钢板轧制而成的蓄热板填充，结构复杂，模拟其流动和传热问题需要巨大数量的网格单元，远超出普通计算机的计算能力。但蓄热板将转子筒体分割成众多的孔隙通道供工质流动，符合多孔介质模型的简化条件，可采用多孔介质模型进行简化。对于多孔介质传热过程研究的传统方法主要基于局部热平衡假设，忽略固体骨架与流体局部温差；当这种局部温差对换热效果影响较大时，局部热平衡模型就不能得到准确的模拟结果，此时采用局部非热平衡模型代替局部热平衡模型， 用 2 个不同的能量方程分别对流体和固体骨架中的热量传递进行描述。文献采用非热平衡模型得到了较好的计算结果。

图 1  空预器分仓结构和气体流向

图 2  空预器转子结构

所以本文采用节省计算时间并能取得较准确计算结果的多孔介质非热平衡模型对转子进行简化。计算可得，流体流经蓄热元件通道雷诺数为 2500~ 6000，故选用标准 k-ε 湍流模型进行模拟。

回转式空预器转子旋转具有周期性，连续性方程和动量方程为

固体项和流体项不同的物性参数均会影响空预器的温度分布，采用多孔介质非热平衡模型分别计算固体项和流体项的能量方程：

壁面采用绝热无滑移边界条件，烟气和空气的物性参数仅考虑为温度的函数。基于网格分区思想建立多重参考系模型(MRF)下的求解方法，即固体转子采用旋转坐标系，流体区域采用固定坐标系，连续性方程、动量方程和能量方程为：

多孔介质惯性阻力系数与黏性阻力系数可通过式(9)和式(10)计算得出：

回转式空预器以蓄热元件当量直径为定性尺寸，所以烟气侧和空气侧的对流换热系数均采用下式计算：

回转式空预器整个转子模型采用结构化网格，网格划分情况如图 3 所示。

图 3  转子网格划分情况

网格独立性验证见表 1。由表 1 可见，网格数为 623476 时适合空预器温度场模拟，且模拟结果与网格数量无关。

表 1  网格独立性验证

2 计算验证

某 600 MW 机组锅炉额定工况下回转式空预器的设计参数与蓄热元件结构设计参数见表2和表3。由于回转式空预器热端和中端使用相同的板型和材质，所以在模拟时将其合并考虑。

表 2  某 600 MW 机组空预器设计参数

表 3  蓄热元件结构设计参数

计算烟风出口温度与设计值比较见表 4。由  表 4 可以看出，数值计算结果与设计值的最大误差低于 2%，可见数值计算结果有较高的准确性。

表 4  模拟结果与试验结果对比

3 三分仓空预器三维温度场分析

某三分仓回转式空预器烟风三维温度分布如图 4 所示。由于分仓的存在，工质温度沿周向在分仓交界处是不连续的；由于流体流动的连续性，工质在各分仓沿流动方向是连续的，烟气沿流动方向温度逐渐降低，空气沿流动方向温度逐渐升高，这与回转式空预器的工作原理一致。

图 4  工质温度分布

空预器冷端温度分布如图 5 所示。一二次风进口温度分布均匀，烟气出口温度沿旋转方向呈扇形分布且逐渐升高，几乎呈线性关系(图 6)。这是因为空预器内部温度沿径向变化较小，沿转子转动方向金属受热面逐渐被烟气加热，导致烟气与蓄热元件的温差逐渐变小，使对流换热减弱，进而导致蓄热元件与烟气的换热量逐渐减小。

空预器热端温度分布如图 7 所示。由图 7 可见，烟气进口温度分布均匀，一二次风出口温度呈扇形分布。沿转子转动方向，一二次风出口温度逐渐降低且呈线性关系(图 8、图 9)。由于沿转子转动方向金属受热面首先经过二次风仓放热，在二次风仓传热温差大，对流换热强，换热量大，所以在进口温度低于一次风的条件下，二次风出口平均温度高于一次风出口平均温度。

图 5  空预器冷端温度分布

图 6  烟气出口温度沿周向变化

图 7  空预器热端温度分布

图 8  二次风出口温度沿周向变化

图 9  一次风出口温度沿周向变化

图 10 和图 11 分别为金属受热面三维温度分布及侧视图。由图 10 可以看出：受热面温度在各个方向上是连续变化的；沿烟气流动方向，蓄热元件温度由于烟气温度的逐渐降低而降低；沿空气流动方向，蓄热元件温度由于空气温度的逐渐升高而升高；沿转子转动方向，蓄热元件温度是非线性变化的。

图 10  金属受热面温度分布

由图 11 可以看出，在烟气仓与二次风仓交界热端处金属受热面温度最高，在一次风仓与烟气仓交界冷端处金属受热面温度最低。

图 11  金属受热面温度分布侧视图

图 12 为蓄热元件温度沿周向变化，图中曲线由下到上分别表示金属受热面高度为 0、0.5、1.0、1.5、2.0、2.55 m 处金属受热面壁温沿转子转动方向的温度分布情况。从图 12 可以看出，金属受热面温度从烟气侧吸热至向二次风和一次风放热的过程呈先升高后降低的趋势，且在二次风区金属受热面温度降低的幅度高于一次风区金属受热面温度降低的幅度。因为金属受热面首先经过二次风区，在二次风区烟气与金属受热面温差较大，传热量大。所以金属受热面在二次风区的温度降低幅度大于在一次风区的下降幅度。

图 12  蓄热元件温度沿周向变化

图 13 为沿流动方向平均金属温度变化曲线。由图 13 可以看出，ABS 形成和凝结温度分别为 480 K和 419 K，所以 ABS 沉积温度区间为 419～480 K。由以上分析可知，低温腐蚀危险区域集中在冷段，ABS 沉积危险区域主要集中在冷段和热段交界处。蓄热元件壁温将直接影响空预器的堵塞和低温腐蚀，而壁面温度计算结果将为提高壁面温度以减轻ABS 沉积的方法提供依据，常用的措施包括热风再循环和加装暖风器。

图 13  沿流动方向平均金属温度变化曲线

4 结   论

1)通过建立三分仓回转式空预器非热平衡模型，模拟得到了其工质和受热面的三维温度分布规律：沿流动方向烟气温度递减，空气温度升高；沿转子转动方向，烟气温度递增，空气温度递减，且在分仓交界面处不连续；烟风出口温度沿旋转方向呈线性关系，与实际结果相符；空预器受热面热端温度高而冷端温较低；沿旋转方向受热面温度先升高后降低，且二次风区降低的幅度大于一次风区降低的幅度，为分析受热面低温腐蚀和 ABS 沉积奠定基础。

2)低温腐蚀危险区域主要集中在冷段，ABS 沉积危险区域主要集中在冷段和热段交界处。

3)通过工质和受热面温度分布与实际情况的对比分析，认为非热平衡模型应用于回转式空预器转子模拟有较高的准确性。

本文发表于《热力发电》

作者简介：闫顺林，博士，教授，主要研究方向为热力系统节能理论及应用。

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