空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)其煙氣出口溫度的影響

　　摘要： 加熱爐空氣預(yù)熱器的漏風(fēng)對(duì)其性能影響較大， 空氣預(yù)熱器存在漏風(fēng)時(shí)， 其煙氣出口溫度不能準(zhǔn)確反應(yīng)空氣預(yù)熱器的換熱性能。 基于能量平衡原理推導(dǎo)出了空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度影響的修正計(jì)算公式， 并采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法對(duì)空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響進(jìn)行數(shù)值模擬分析， 數(shù)值模擬結(jié)果與計(jì)算式計(jì)算結(jié)果較為一致。 為加熱爐空氣預(yù)熱器漏風(fēng)分析計(jì)算提供了一種簡(jiǎn)便方法。

　　本文源自王瑞星; 宋力; 田瑞， 石油化工設(shè)備 發(fā)表時(shí)間：2021-07-05

　　關(guān)鍵詞： 空氣預(yù)熱器; 加熱爐; 漏風(fēng); 煙氣溫度; 計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)

　　加熱爐空氣預(yù)熱器普遍存在漏風(fēng)情況， 空 氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度及加熱爐熱效率影響較大。 通常空氣預(yù)熱器的泄漏用空氣預(yù)熱器的漏風(fēng)率來(lái)表示， 但漏風(fēng)率不能定量反映空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響。 目前，沒有非常明確的算法來(lái)計(jì)算加熱爐空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)其煙氣出口溫度的影響， 而準(zhǔn)確反映漏風(fēng)率與空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的關(guān)系有利于指導(dǎo)日常空氣預(yù)熱器的運(yùn)行、維護(hù)和檢修，也關(guān)系到加熱爐熱效率的準(zhǔn)確計(jì)算和加熱爐機(jī)組的節(jié)能降耗。 因此，需要一種計(jì)算簡(jiǎn)單有效、所需數(shù)據(jù)較少的方法來(lái)定量分析空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率變化對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響， 研究空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響并進(jìn)行修正計(jì)算具有重要意義。 文中基于能量平衡原理推導(dǎo)出了空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)其煙氣出口溫度影響的 計(jì) 算 式 ，并采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué) (CFD)方 法 對(duì)空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響進(jìn)行模擬計(jì)算分析[1-14]。

　　1 加熱爐空氣預(yù)熱器結(jié)構(gòu)及漏風(fēng)原因

　　典型的加熱爐空氣預(yù)熱器結(jié)構(gòu)示意見圖 1。

　　空氣預(yù)熱器分為高溫段和低溫模塊， 高溫段換熱元件采用全焊接結(jié)構(gòu)，由 4 個(gè)高溫模塊組成。高溫段的換熱板片較薄，一般采用自動(dòng)焊，焊接質(zhì)量難以保證，換熱板片交界處普遍存在漏風(fēng)。低溫模塊為 1 個(gè)非焊接模塊， 換熱元件之間采用螺栓墊片密封。 低溫模塊損壞時(shí)，非焊接模塊的維修、更換較為方便，但這種結(jié)構(gòu)密封性較差，泄漏較為嚴(yán)重。 此外， 彎頭箱采用法蘭連接， 煙氣側(cè)為負(fù)壓，少量環(huán)境空氣進(jìn)入煙氣側(cè)，也會(huì)導(dǎo)致空氣預(yù)熱器產(chǎn)生微量泄漏。

　　空氣預(yù)熱器漏風(fēng)原因主要有以下幾方面，① 設(shè)計(jì)原因。 加熱爐空氣預(yù)熱器是由換熱元件組裝而成，換熱元件之間的裝配間隙易造成漏風(fēng)。②制造原因。換熱元件制造加工精度不夠、換熱元件之間的密封材料缺失等造成空氣預(yù)熱器漏風(fēng)。 ③安裝原因。空氣預(yù)熱器與加熱爐，以及空氣預(yù)熱器主體與彎頭箱之間一般均采用法蘭連接， 法蘭連接容易泄漏。 ④運(yùn)行維護(hù)原因。 加熱爐煙氣中存在SO3，空氣預(yù)熱器壁面溫度較低時(shí)，煙 氣 冷 凝 液 腐蝕換熱元件，造成換熱元件損壞漏風(fēng)。運(yùn)行一段時(shí)間后密封墊片老化變形， 鑄鐵換熱元件露點(diǎn)腐蝕穿孔，泄漏加劇。

　　2 加熱爐空氣預(yù)熱器漏風(fēng)時(shí)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度計(jì)算方法

　　2.1 煙氣側(cè)效率

　　ASME PTC 4.3—2017《空氣預(yù)熱器實(shí)驗(yàn)規(guī)程》[15]對(duì)空氣預(yù)熱器性能的評(píng)價(jià)相對(duì)比較全面， 包含了空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率、煙氣側(cè)效率 η，其中煙 氣 側(cè) 效率反映了空氣預(yù)熱器的熱力性能，計(jì)算式如下： η=(tg0–tg1)/(tg0–ta0)×100% (1)式 中，tg0 為進(jìn)入空氣預(yù)熱器的煙氣進(jìn)口溫度 (也為空氣預(yù)熱器實(shí)際參加換熱的煙氣進(jìn)口溫度)，tg1 為空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度，ta0 為進(jìn)入空氣預(yù)熱器的空氣進(jìn)口溫度，℃。空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)效率影響較小， 假設(shè)空氣預(yù)熱器發(fā)生漏風(fēng)后煙氣側(cè)效率不變，則空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度 tout 為： tout=tg0- η(tg0-ta0) 100 (2)

　　2.2 空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度

　　2.2.1 熱端漏風(fēng)

　　加熱爐空氣預(yù)熱器低溫模塊為交錯(cuò)流形式，其漏風(fēng)分為熱端漏風(fēng)和冷端漏風(fēng)。 低溫模塊熱端漏風(fēng)主要是熱端非焊接位置煙氣與空氣交界面處的縫隙漏風(fēng)，空氣從該縫隙漏入煙氣側(cè)后，會(huì)很快與煙氣均勻混合， 空氣從非焊接位置縫隙泄漏的射流距離遠(yuǎn)小于煙氣在空氣預(yù)熱器內(nèi)低溫模塊流動(dòng)的長(zhǎng)度。 因此把空氣預(yù)熱器熱端漏風(fēng)看作是熱空氣漏入煙氣側(cè)， 使空氣預(yù)熱器進(jìn)口煙氣溫度降低，進(jìn)而影響空氣預(yù)熱器的傳熱特性和傳熱效果。從換熱機(jī)理講， 可將空氣預(yù)熱器熱端漏風(fēng)看作只是降低進(jìn)口煙氣溫度， 并把熱端漏風(fēng)變化對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響歸入到空氣預(yù)熱器進(jìn)口煙氣溫度變化對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的修正計(jì)算中。 對(duì)于熱端漏風(fēng)，依據(jù)能量平衡原理，有： ma1lcpa1(tg0-ta1)=mg0(nl)cpg0(tg0(nl)-tg0) (3)式 中 ，ma1l 為單位質(zhì)量燃料下熱端漏風(fēng)總質(zhì)量 ， mg0(nl)為單位質(zhì)量燃料下煙氣進(jìn)口質(zhì)量，kg/kg;ta1 為熱端漏風(fēng)溫度，tg0(nl)為空氣泄漏前低溫模塊煙氣 進(jìn) 口 溫 度，℃;cpa1 為 空 氣 溫 度 從 ta1 到 tg0 的 平均 比 定 壓 熱 容，cpg0 為 煙 氣 溫 度 從 tg0 到 tg0(nl)的 平均比定壓熱容，kJ/(kg·℃)。結(jié) 合 式(2)和 式(3)，假設(shè)空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)效率不變， 推導(dǎo)得出空氣預(yù)熱器熱端漏風(fēng)的空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度為： 4 期 王瑞星,等：空氣預(yù)熱器漏風(fēng)對(duì)其煙氣出口溫度的影響第 toutg1l= ma1lcpa1ta1+mg0(nl)cpg0tg0(nl) ma1lcpa1+mg0(nl)cpg0 - η ma1lcpa1ta1+mg0(nl)cpg0tg0(nl) ma1lcpa1+mg0(nl)cpg0 ! " -t0 100 (4)

　　2.2.2 冷端漏風(fēng)

　　在空氣預(yù)熱器低溫模塊冷端下端面， 空氣從非焊接位置縫隙泄漏的射流距離遠(yuǎn)小于煙氣在空氣預(yù)熱器內(nèi)低溫模塊流動(dòng)的長(zhǎng)度， 故低溫模塊冷端的漏風(fēng)直接進(jìn)入空氣預(yù)熱器煙氣出口流出的煙氣中，將空氣預(yù)熱器煙氣出口端的溫度降低。冷端漏風(fēng)的流動(dòng)路徑并不經(jīng)過(guò)空氣預(yù)熱器， 沒有參與空氣預(yù)熱器的換熱。對(duì)于冷端漏風(fēng)，依據(jù)能量平衡原理，有： ma0lcpa0(toutg2l-ta0)=mglcpgl(toutg1-toutg2l) (5)其中 toutg2l= ma0lcpa0ta0+mg1cpgltoutg1l ma0lcpa0+mg1cpgl (6)式(5)～式(6)中，ma0l 為單位質(zhì)量燃料下冷端空氣泄漏總量，mg1 為單位質(zhì)量燃料下空氣預(yù)熱器冷端 煙 氣 量 ，kg/kg;cpa0 為 空 氣 溫 度 從 ta0 到 tout 的平均比定壓熱容 ，cpg1 為 煙 氣 從 tout 到 toutg1l 的 平均比定壓熱容，kJ/(kg·℃)。

　　3 加熱爐空氣預(yù)熱器漏風(fēng)時(shí)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度計(jì)算實(shí)例

　　3.1 計(jì)算式計(jì)算

　　空氣預(yù)熱器非焊接低溫模塊的泄漏量較大，故以某空氣預(yù)熱器低溫模塊為例， 采用文中計(jì)算式對(duì)空氣預(yù)熱器熱、 冷端漏風(fēng)對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響進(jìn)行修正計(jì)算。 空氣預(yù)熱器工況條件如下， 煙氣組分為體積分?jǐn)?shù)分別是 9.48%的 CO2、15.52%的 H2O、72.45%的 N2 以 及 2.55%的 O2，低溫模塊煙氣進(jìn)口溫度 200 ℃， 無(wú)漏風(fēng)時(shí)煙氣出口 溫 度 130 ℃，空 氣 進(jìn) 口 溫 度 20 ℃，空 氣 出 口 溫度 170 ℃，進(jìn)入低溫模塊 O2 體積分?jǐn)?shù) 2.5%。 選定空氣預(yù)熱器冷端漏風(fēng)分配系數(shù)、 熱端漏風(fēng)分配系數(shù)均為 0.5。 采用文中公式對(duì)此工況下實(shí)測(cè)漏風(fēng)率對(duì)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果見表 1。

　　分 析 表 1 可 以 知 道， 空氣預(yù)熱器漏風(fēng)后，空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度會(huì)降低，漏風(fēng)量越大，空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度降低得越多。 漏風(fēng)后的空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度并不是空氣預(yù)熱器實(shí)際煙氣效率不變， 推導(dǎo)得出空氣預(yù)熱器熱端漏風(fēng)的空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度為：

　　出口溫度，漏風(fēng)后空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度較低，但煙氣余熱并沒有被充分利用， 而是被泄漏介質(zhì)帶走， 單一以空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度為條件不能全面衡量空氣預(yù)熱器的性能， 應(yīng)該根據(jù)熱平衡進(jìn)行修正。

　　空氣預(yù)熱器投用后， 隨著密封件老化及換熱元件腐蝕，漏風(fēng)量會(huì)逐漸增大。當(dāng)空氣預(yù)熱器發(fā)生露點(diǎn)腐蝕時(shí)，空氣預(yù)熱器漏風(fēng)量增大，主要發(fā)生在冷端， 此條件下加大冷端風(fēng)量分配系數(shù)即可進(jìn)行空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度計(jì)算。

　　3.2 CFD 模擬計(jì)算

　　3.2.1 計(jì)算模型

　　選擇與計(jì)算式計(jì)算空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度相同的空氣預(yù)熱器為對(duì)象，建立三維幾何模型，計(jì)算區(qū)域包括空氣預(yù)器換熱元件、空氣進(jìn)口、空氣出口、煙氣進(jìn)口和煙氣出口(圖 2)。 由 于 空 氣 預(yù) 熱器換熱板片較多，整體計(jì)算的計(jì)算量較大，故截取部分換熱元件進(jìn)行 CFD 換熱模擬計(jì)算。 周期邊界條件可以看作是由部分的性質(zhì)來(lái)推廣表達(dá)全局的性質(zhì)，主要用于數(shù)學(xué)建模和計(jì)算機(jī)仿真中，將具有時(shí)空周期性的物理問題簡(jiǎn)化為單元進(jìn)行處理。 本算例中，將幾何模型的上、下面設(shè)置為周期性邊界條件，用一個(gè)換熱單元來(lái)代表整個(gè)預(yù)熱器模塊。空氣進(jìn)口為壓力邊界條件， 空氣出口為質(zhì)量出口邊界條件，煙氣進(jìn)口為質(zhì)量流量邊界條件，煙氣出口為壓力出口邊界條件。 在低溫模塊的熱端及冷端的煙氣和空氣交界面處設(shè)置泄漏縫隙， 煙氣側(cè)和空氣側(cè)上存在壓差，壓力較高的空氣通過(guò)所述 縫隙進(jìn)入壓力較低的煙氣側(cè)。

　　3.2.2 空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度

　　CFD 計(jì)算收斂之后，提取有關(guān)計(jì)算 結(jié) 果，煙 氣進(jìn)口的煙氣質(zhì)量流量為 0.260 000 26 kg/s，煙 氣出口的煙氣質(zhì)量流量為 0.276 022 08 kg/s，空 氣預(yù)熱器煙氣出口溫度為 380.136 95 K。 煙氣出口的煙氣質(zhì)量流量增大是因?yàn)榭諝鈴目p隙泄漏進(jìn)入煙 氣 側(cè) ， 使 煙 氣 量 增 加 ， 低溫模塊的泄漏率為 6.16%。

　　將 CFD 計(jì)算模型空氣預(yù)熱器邊界條件中的參數(shù)代入式(2)～式(6)，將泄漏率設(shè)定為 6.16%，計(jì)算得到空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度為 380.640 1 K，稍高于 CFD 計(jì)算結(jié)果。 這主要是由于空氣出口質(zhì)量流量保持不變 (供加熱爐燃燒的空氣量不變)，泄漏的熱空氣流入煙氣中， 泄漏空氣吸收的余熱被煙氣帶走，回收能量減少，致使空氣出口溫度降低，而計(jì)算式計(jì)算時(shí)忽略了此問題。

　　空氣預(yù)熱器漏風(fēng)時(shí)煙氣出口溫度 CFD 模擬計(jì)算及計(jì)算式計(jì)算結(jié)果見表 2。

　　3.2.3 溫度分布

　　空氣預(yù)熱器有無(wú)漏風(fēng)時(shí)空氣側(cè)切面煙氣溫度分布對(duì)比見圖 3。 由圖 3 可以看出，煙氣溫度在空氣預(yù)熱器端面外緣的變化較大， 熱端的溫度變化梯度比冷端的溫度變化梯度大， 熱端煙氣和空氣的溫差大于冷端煙氣和空氣的溫差。 煙氣側(cè)熱端與空氣進(jìn)口端交叉處的溫度變化梯度最為明 顯，此處冷空氣泄漏后直接與煙氣混合，故 溫 度 變 化顯著。

　　3.2.4 氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

　　有無(wú)漏風(fēng)時(shí)空氣預(yù)熱器空氣側(cè)切面氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布見圖 4。 由圖 4 可知，氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)在空氣預(yù)熱器端面外緣的變化較大， 熱端的氧質(zhì)量分?jǐn)?shù)變化梯度比冷端的大。空氣預(yù)熱器熱端漏風(fēng)時(shí)，泄漏空氣流動(dòng)方向與煙氣流動(dòng)方向相反，混合較快，混合所需距離遠(yuǎn)小于換熱元件的幾何尺寸， 可以將空氣預(yù)熱器熱端漏風(fēng)看作只是降低進(jìn)口煙氣溫度，這與前述分析假設(shè)一致。空氣預(yù)熱器低溫模塊冷端漏風(fēng)的射流方向與煙氣流向一致， 但其混合所需距離也遠(yuǎn)小于空氣預(yù)熱器換熱元件的幾何尺寸，實(shí)際測(cè)量空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度時(shí)二者已經(jīng)混合均勻。

　　4 結(jié)語(yǔ)

　　準(zhǔn)確定量分析空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率變化對(duì)加熱爐空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的影響， 對(duì)于加熱爐的運(yùn)行、維護(hù)和節(jié)能降耗具有重要意義。基于能量守恒原理， 提出了一種空氣預(yù)熱器漏風(fēng)時(shí)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度的修正計(jì)算方法。 采用該方法的實(shí)例計(jì)算結(jié)果表明， 空氣預(yù)熱器存在漏風(fēng)時(shí)空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度會(huì)降低，漏風(fēng)量越大，空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度降低得越多， 漏風(fēng)后的空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度并不是實(shí)際空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度，是混合一部分空氣后的煙氣溫度，用此溫度進(jìn)行加熱爐爐效率分析并不科學(xué)。 采 用 CFD 方法對(duì)同一加熱爐空氣預(yù)熱器漏風(fēng)煙氣出口溫度進(jìn)行了模擬計(jì)算分析， 模擬結(jié)果與計(jì)算式結(jié)果相近，驗(yàn)證了提出的修正計(jì)算方法的可行性。