白德龍， 張勁松， 解冠宇， 邢景偉

(京能集團(tuán)內(nèi)蒙古岱海發(fā)電有限責(zé)任公司， 內(nèi)蒙古烏蘭察布 013700)

目前，大型火電機(jī)組大多數(shù)采用三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器，它具有體積小、結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點(diǎn)[1]，通過對高壓一次風(fēng)和低壓二次風(fēng)進(jìn)行獨(dú)立調(diào)控，可提高鍋爐運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性.

針對回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的熱力計算，研究者廣泛采用《鍋爐機(jī)組熱力計算標(biāo)準(zhǔn)方法》[2]中的計算方法，但該計算方法針對的是二分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器.與二分倉相比，三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器不僅在結(jié)構(gòu)上將空氣倉分為了一、二次風(fēng)倉,還采用冷、熱端蓄熱元件分段設(shè)計，既保證了空氣預(yù)熱器高效的換熱性能，同時也減輕了低溫腐蝕以及堵灰的影響，只是此設(shè)計結(jié)構(gòu)卻對回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的機(jī)理建模帶來很大困難.

在空氣預(yù)熱器熱力計算方面，劉福國等[3]采用考慮軸向?qū)岬亩S偏微分方程描述三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的熱量傳遞，該方程與泄漏模型的多維非線性方程構(gòu)成泄漏和傳熱耦合模型，將理論計算值與實(shí)際測量數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，模型計算精度較高.鄭凱等[4]通過建立三分倉微元體模型，提出將一、二次風(fēng)按照兩分倉方法進(jìn)行計算的改進(jìn)算法，得到空氣出口溫度的微分解析式.王晶晶等[5]在熱風(fēng)總量不變的情況下，計算并比較了不同軸向漏風(fēng)分布時的熱風(fēng)溫度及排煙溫度，但未考慮空氣預(yù)熱器的主要漏風(fēng)(即徑向漏風(fēng))不同分布的影響.王艷紅等[6]基于能量平衡原理推導(dǎo)出不同部位漏風(fēng)率變化對排煙溫度影響的計算表達(dá)式，得到2個不同工況下空氣預(yù)熱器熱端、冷端漏風(fēng)率變化對排煙溫度的影響，但未考慮漏風(fēng)對換熱過程的影響.

通過對回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器進(jìn)行理論分析，建立了三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的傳熱模型，根據(jù)結(jié)構(gòu)參數(shù)和設(shè)計參數(shù)對模型進(jìn)行驗(yàn)證分析.在漏風(fēng)變化時計算并分析不同的漏風(fēng)分配(采用熱端漏風(fēng)占比系數(shù)代表漏風(fēng)分配)對空氣預(yù)熱器排煙溫度及熱風(fēng)溫度的影響.

1 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器特性分析

1.1 機(jī)理分析

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器為蓄熱式換熱器，其換熱過程是一種非穩(wěn)態(tài)的逆流換熱過程.工質(zhì)通過空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子波形板的間隙時與金屬元件表面進(jìn)行對流換熱，金屬元件以蓄熱方式將煙氣釋放的熱量傳遞給空氣，煙氣、空氣及金屬元件的溫度均為時間的函數(shù),且呈周期性變化.當(dāng)轉(zhuǎn)子蓄熱元件處于煙氣區(qū)時，蓄熱元件吸收高溫?zé)煔獾臒崃?，隨著轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動，蓄熱元件的壁溫越來越高，且在離開煙氣區(qū)時，壁溫達(dá)到最高值；當(dāng)轉(zhuǎn)子進(jìn)入一次風(fēng)區(qū)時，具有較高溫度的蓄熱元件與冷空氣接觸并釋放出熱量，壁溫隨著轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動越來越低，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)入二次風(fēng)區(qū)，蓄熱元件繼續(xù)釋放熱量，且在離開二次風(fēng)區(qū)時，金屬元件壁溫達(dá)到最低值.三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器示意圖如圖1所示.

1.2 模型的假設(shè)條件

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器工作過程為金屬元件的機(jī)械轉(zhuǎn)動及金屬元件與工質(zhì)之間的非穩(wěn)態(tài)逆流換熱.若直接按實(shí)際物理過程進(jìn)行機(jī)理建模及求解十分困難，因此采用控制容積法，將蓄熱元件分為若干微元體，微元體簡化圖如圖2所示，并進(jìn)行以下假設(shè)：(1) 認(rèn)為空氣預(yù)熱器煙氣及一、二次風(fēng)的進(jìn)口參數(shù)在橫截面上均勻分布;(2) 流體與蓄熱元件之間主要為對流換熱，忽略流體自身的導(dǎo)熱過程;(3) 忽略蓄熱元件的徑向?qū)峒拜S向?qū)?，且認(rèn)為沿厚度方向不存在溫度梯度;(4) 認(rèn)為空氣預(yù)熱器漏風(fēng)均勻分布在轉(zhuǎn)子進(jìn)出口，且不隨時間變化;(5) 忽略壓力對轉(zhuǎn)子內(nèi)換熱的影響，認(rèn)為壓力在蓄熱元件中均勻分布.

圖1 三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器示意圖

圖2 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器微元體

1.3 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的數(shù)學(xué)模型

流體工質(zhì)微分方程為：

(1)

受熱面能量微分方程為：

(2)

式中：ρf、cf、wf和tf分別為流體密度、比熱容、流速和溫度，kg/m3、kJ/(kg·K)、m/s、℃；ce、me和te分別為單位角度θ、單位高度z的蓄熱元件的比熱容、質(zhì)量和壁溫，kJ/(kg·K)、kg、℃；a為單位角度θ的流體流通面積，m2；k為流體與元件之間的傳熱系數(shù)，kW/(m2·K)；A為單位角度θ、單位高度z的蓄熱元件的換熱面積，m2；n為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，r/min.

采用數(shù)值求解方法，對式(1)和式(2)分別作向前一階差分代替偏導(dǎo)數(shù)，從而可得到回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器離散化差分方程組(分為煙氣周期、一次風(fēng)周期和二次風(fēng)周期)：

煙氣周期：

ty(ε，η+Δz)=ty(ε，η)-[ty(ε，η)-

(3)

te(ε+Δθ，η)=te(ε，η)+[ty(ε，η)-

(4)

一次風(fēng)(二次風(fēng))周期：

tk(ε，η-Δz)=tk(ε，η)+[te(ε，η)-

(5)

te(ε+Δθ，η)=te(ε，η)-[te(ε，η)-

(6)

式中：ty、tk分別為煙氣和空氣的溫度，℃；ε，η分別為蓄熱元件微元體在劃分空間沿圓周方向、沿高度方向的位置.

2 數(shù)學(xué)模型的迭代計算

根據(jù)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的已知參數(shù)(煙氣和一、二次風(fēng)的進(jìn)口參數(shù)及本體結(jié)構(gòu)參數(shù))，通過式(3)～式(6)以及其他相關(guān)輔助方程求得空氣預(yù)熱器工質(zhì)側(cè)出口參數(shù)及蓄熱面的壁溫分布.為了保證計算精度，沿空氣預(yù)熱器高度方向分冷、熱端進(jìn)行計算.空氣預(yù)熱器數(shù)學(xué)模型的具體計算流程如圖3所示.

圖3 空氣預(yù)熱器迭代計算流程

3 實(shí)際對象參數(shù)驗(yàn)證及特性分析

3.1 空氣預(yù)熱器數(shù)學(xué)模型參數(shù)

以某廠600 MW亞臨界機(jī)組回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器為研究對象，其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)及運(yùn)行參數(shù)見表1.

表1 空氣預(yù)熱器主要參數(shù)

3.2 THA工況下空氣預(yù)熱器溫度分布

3.2.1 空氣預(yù)熱器進(jìn)出口工質(zhì)溫度分布

圖4給出了空氣預(yù)熱器進(jìn)出口工質(zhì)溫度分布.由圖4可知，空氣預(yù)熱器煙氣及一、二次風(fēng)的進(jìn)口溫度均沿轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向均勻分布，而出口溫度基本沿轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向線性變化，這是由于空氣預(yù)熱器的蓄熱元件在煙氣倉內(nèi)受煙氣加熱的影響，其壁溫隨著轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)不斷升高，煙氣與蓄熱元件之間的溫差減小，換熱量減少，因此煙氣出口溫度沿轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向基本呈線性升高；蓄熱元件在一、二次風(fēng)倉內(nèi)受空氣冷卻的影響,溫度不斷下降，一次風(fēng)與蓄熱元件之間的換熱量減少，因此煙氣出口溫度沿轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)方向基本呈線性降低特性.

圖4 空氣預(yù)熱器進(jìn)出口工質(zhì)溫度分布

Fig.4 Temperature distribution in the working medium at entrance and exit of the air heater

在實(shí)際運(yùn)行中，由于積灰和腐蝕等因素造成空氣預(yù)熱器換熱能力達(dá)不到設(shè)計狀態(tài).選取該機(jī)組在570～600 MW范圍的某時間段運(yùn)行數(shù)據(jù)(見表2)，將空氣預(yù)熱器進(jìn)口運(yùn)行參數(shù)作為空氣預(yù)熱器模型的輸入，求得空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度及一、二次風(fēng)出口溫度的模型值，并與測量值進(jìn)行比較，結(jié)果如圖5和圖6所示.

3.2.2 空氣預(yù)熱器蓄熱元件壁溫沿圓周旋轉(zhuǎn)方向的分布

圖7給出了空氣預(yù)熱器蓄熱元件壁溫沿圓周旋轉(zhuǎn)方向的分布.由圖7可知，蓄熱元件壁溫沿轉(zhuǎn)子圓周旋轉(zhuǎn)方向呈周期性變化，當(dāng)轉(zhuǎn)子剛轉(zhuǎn)進(jìn)煙氣區(qū)時，經(jīng)過一、二次風(fēng)充分冷卻的蓄熱元件壁溫達(dá)到最低，與熱煙氣之間的溫差達(dá)到最大，隨著轉(zhuǎn)子在煙氣區(qū)旋轉(zhuǎn)，蓄熱元件的溫度逐漸提高.當(dāng)轉(zhuǎn)子從煙氣區(qū)進(jìn)入一次風(fēng)區(qū)時，蓄熱元件壁溫達(dá)到最高值，與冷空氣充分換熱，隨后轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)，蓄熱元件壁溫逐漸降低，從而加熱空氣的能力下降.

圖5 實(shí)際運(yùn)行工況下空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度

Fig.5 Exhaust gas temperature of the air heater under actual operation conditions

圖6 實(shí)際運(yùn)行工況下空氣預(yù)熱器一、二次風(fēng)出口溫度

Fig.6 Outlet primary/secondary air temperature of the air heater under actual operation conditions

表2 空氣預(yù)熱器進(jìn)口運(yùn)行數(shù)據(jù)

圖7 空氣預(yù)熱器蓄熱元件壁溫沿圓周方向的分布

Fig.7 Temperature distribution in the heat-retaining element along circumferential direction of the air heater

3.2.3 空氣預(yù)熱器蓄熱元件壁溫沿轉(zhuǎn)子高度方向的分布

圖8給出了不同角度煙氣倉內(nèi)微元體蓄熱元件壁溫沿轉(zhuǎn)子高度方向的分布.由分析可知，當(dāng)蓄熱元件處于煙氣區(qū)時，隨著高溫?zé)煔獠粩嗉訜嵝顭嵩?，沿著其流向煙氣溫度逐漸降低，與蓄熱元件之間的換熱量逐漸減少，同一角度的蓄熱元件壁溫沿著煙氣流動方向呈由高到低的分布規(guī)律.

圖8 空氣預(yù)熱器蓄熱元件壁溫沿轉(zhuǎn)子高度方向的分布

Fig.8 Temperature distribution in the heat-retaining element along height direction of the air heater

熱端與冷端的交接面處，不同角度的蓄熱元件壁溫呈現(xiàn)不同程度的驟變，這種驟變體現(xiàn)出冷、熱端不同的蓄熱元件材質(zhì)及板型對對流換熱的影響.熱端D型蓄熱元件具有較強(qiáng)的換熱能力，而冷端“大通道、直波紋”L型蓄熱元件為了減少堵塞、提高耐腐蝕性而減弱了換熱性能，與工質(zhì)之間的換熱量也減少.當(dāng)蓄熱元件處于一、二次風(fēng)區(qū)時，冷端換熱能力由于較熱端低，因此蓄熱元件壁溫會呈現(xiàn)比熱端高的現(xiàn)象，當(dāng)蓄熱元件轉(zhuǎn)至煙氣區(qū)后，在高溫?zé)煔獾募訜嵯逻@種現(xiàn)象逐漸被扭轉(zhuǎn).

3.3 不同一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度工況下空氣預(yù)熱器溫度分布

當(dāng)空氣預(yù)熱器一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度發(fā)生變化時，煙氣出口溫度(未修正)、蓄熱元件壁溫及一、二次風(fēng)出口溫度均產(chǎn)生了不同程度的變化，其結(jié)果見表3和圖9.

首先激勵通常是由上至下實(shí)施的。如果基層管理者普遍能力、素質(zhì)較弱，那么在激勵的實(shí)施過程中就會存在著以偏概全。在酒店里，基層管理者多為主管或者領(lǐng)班，其本身能力素質(zhì)修養(yǎng)偏低，會存在著瞎指揮，對員工呼來喝去的情況，許多知識型員工自身素質(zhì)高，能力強(qiáng)，卻要在能力不如自己的人手下做事，長期積累下來，就會引起酒店知識型員工的不滿，甚至是較大范圍的抵觸。其次，基層管理者缺乏系統(tǒng)培訓(xùn)和理論知識有限，所采用的激勵手段不高。因此被激勵的對象就會感覺激勵無效或者起到反效果。

表3不同一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度條件下空氣預(yù)熱器主要參數(shù)

Tab.3Keyparametersoftheairheateratdifferentinletprimary/secondaryairtemperatures

參數(shù)THA工況工況1工況2進(jìn)口煙氣質(zhì)量流量/(kg·s-1)325.1025325.1025325.1025進(jìn)口一次風(fēng)質(zhì)量流量/(kg·s-1)62.20562.20562.205進(jìn)口二次風(fēng)質(zhì)量流量/(kg·s-1)220.065220.065220.065煙氣進(jìn)口溫度/℃357357357一次風(fēng)進(jìn)口溫度/℃181838二次風(fēng)進(jìn)口溫度/℃231333煙氣出口溫度(未修正)/℃129.5122.3135.8一次風(fēng)出口溫度/℃331.0329.2331.1二次風(fēng)出口溫度/℃312.0310.7313.8漏風(fēng)率/%4.824.824.82

對THA工況和工況1的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較可知，當(dāng)一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度降低時，煙氣出口溫度也出現(xiàn)了一定程度的下降，這是由于一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度的降低會導(dǎo)致與位于一、二次風(fēng)區(qū)的冷端蓄熱元件之間的溫差變大，使得蓄熱元件進(jìn)一步冷卻，進(jìn)而進(jìn)入煙氣區(qū)的蓄熱元件壁溫降低，最終導(dǎo)致煙氣出口溫度(未修正)下降.而對于處于熱端的蓄熱元件，由于煙氣進(jìn)口溫度不變，一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度的影響會隨著空氣流動方向逐漸被削弱，最終一、二次風(fēng)出口溫度及對應(yīng)的蓄熱元件壁溫變化不大.

圖9 不同一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度條件下空氣預(yù)熱器蓄熱元件壁溫分布

Fig.9 Temperature distribution in the heat-retaining element at different inlet primary/secondary air temperatures

對于工況2，與THA工況的數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度(未修正)及蓄熱元件壁溫變化與工況1恰好相反，一、二次風(fēng)出口溫度也變化不大.

3.4 不同漏風(fēng)分配下空氣預(yù)熱器溫度分布

當(dāng)一次風(fēng)向煙氣側(cè)泄漏量增加導(dǎo)致漏風(fēng)率增大時，空氣預(yù)熱器冷熱端不同比例漏風(fēng)分配對空氣預(yù)熱器排煙溫度(漏風(fēng)修正后)及一、二次風(fēng)出口溫度具有不同影響.

由表4可知，當(dāng)漏風(fēng)率增大時，冷端煙氣出口溫度(未修正)及一、二次風(fēng)出口溫度均不同程度地升高，這是由于一次風(fēng)質(zhì)量流量減少，而煙氣質(zhì)量流量增大，與蓄熱元件之間的換熱量變化程度小于質(zhì)量流量的變化，從而導(dǎo)致煙氣溫降較小，而一、二次風(fēng)的溫升增大.

圖10給出了在THA工況和工況3下空氣預(yù)熱器蓄熱元件隨轉(zhuǎn)子圓周旋轉(zhuǎn)方向的壁溫分布.由圖10可知，當(dāng)漏風(fēng)率增大時，蓄熱元件的壁溫均有一定程度的升高.對于煙氣區(qū)，蓄熱元件與高溫?zé)煔庵g的溫差減小，對流換熱量減少，因而導(dǎo)致空氣預(yù)熱器煙氣出口溫度(未修正)升高，鍋爐效率下降，不利于機(jī)組經(jīng)濟(jì)性運(yùn)行；對于一、二次風(fēng)區(qū)，蓄熱元件壁溫的提高會增大與空氣之間的溫差，從而在一定程度上提高空氣預(yù)熱器一、二次風(fēng)出口溫度，但風(fēng)溫的升高是由于一次風(fēng)漏風(fēng)質(zhì)量流量增大、出口一次風(fēng)質(zhì)量流量減小導(dǎo)致的，實(shí)際運(yùn)行中，為了保證磨煤機(jī)所需的一次風(fēng)質(zhì)量流量，會增大一次風(fēng)機(jī)的出力，進(jìn)而導(dǎo)致廠用電量增大，機(jī)組效率下降.

圖10 不同漏風(fēng)率下空氣預(yù)熱器蓄熱元件壁溫分布

Fig.10 Temperature distribution in the heat-retaining element at different air leakage rates

當(dāng)漏風(fēng)率增大時，對于不同的漏風(fēng)分配(采用熱端漏風(fēng)占比表示漏風(fēng)分配)，排煙溫度及一、二次風(fēng)出口溫度產(chǎn)生了不同程度的變化，結(jié)果如圖11和圖12所示.

圖11 不同熱端漏風(fēng)占比下空氣預(yù)熱器排煙溫度

Fig.11 Exhaust gas temperature of the air heater at different proportions of air leakage at hot end

圖12 不同熱端漏風(fēng)占比下空氣預(yù)熱器一、二次風(fēng)出口溫度

Fig.12 Outlet primary/secondary air temperature of the air heater at different proportions of air leakage at hot end

由圖11可知，當(dāng)熱端漏風(fēng)占比較小(即冷端漏風(fēng)占主導(dǎo))時，冷一次風(fēng)直接與剛經(jīng)過換熱的出口煙氣混合，造成漏風(fēng)修正后的排煙溫度下降，但由于進(jìn)行換熱的一次風(fēng)質(zhì)量流量減少，造成空氣預(yù)熱器換熱能力下降，導(dǎo)致煙氣出口溫度(未修正)升高；當(dāng)熱端漏風(fēng)占比較大(即熱端漏風(fēng)占主導(dǎo))時，經(jīng)過加熱的一次風(fēng)泄漏到煙氣側(cè)，造成煙氣質(zhì)量流量增大，從而導(dǎo)致煙氣溫降減小，最終造成排煙溫度升高.綜合冷熱端漏風(fēng)對排煙溫度的影響可知，熱端漏風(fēng)對排煙溫度的影響大于冷端漏風(fēng)對排煙溫度的影響，且這種影響會隨著熱端漏風(fēng)占比的增大而增大.

由圖12可知，隨著熱端漏風(fēng)占比的增大，空氣預(yù)熱器一、二次風(fēng)出口溫度在一定程度上呈下降趨勢.這是由于冷端漏風(fēng)會使部分一次風(fēng)未經(jīng)換熱直接泄漏到煙氣側(cè)，造成換熱的一次風(fēng)質(zhì)量流量下降，而熱端漏風(fēng)是經(jīng)過換熱后的一次風(fēng)泄漏到煙氣側(cè)的，不影響進(jìn)行換熱的一次風(fēng)質(zhì)量流量.另外，熱端漏風(fēng)占比增大，會導(dǎo)致煙氣進(jìn)口溫度在一定程度上呈下降趨勢.綜合以上因素，空氣預(yù)熱器一、二次風(fēng)出口溫度會隨著熱端漏風(fēng)占比的增大在一定程度上呈下降趨勢.

表4 不同熱端漏風(fēng)占比下空氣預(yù)熱器主要參數(shù)

在實(shí)際熱態(tài)運(yùn)行中，空氣預(yù)熱器呈“蘑菇狀”熱變形，空氣預(yù)熱器熱端的徑向間隙增大，熱端漏風(fēng)占比遠(yuǎn)高于冷端漏風(fēng)占比.因此，漏風(fēng)率增大對排煙溫度的綜合影響導(dǎo)致排煙溫度呈升高趨勢.

4 結(jié) 論

(1) 空氣預(yù)熱器一、二次風(fēng)進(jìn)口溫度的改變會影響煙氣出口溫度和蓄熱元件溫度的變化，可作為一種調(diào)節(jié)手段用于調(diào)控空氣預(yù)熱器的性能.

(2) 漏風(fēng)率增大會導(dǎo)致排煙損失增大，并會造成風(fēng)機(jī)出力增大，進(jìn)而導(dǎo)致廠用電增大，不利于經(jīng)濟(jì)性運(yùn)行.

(3) 當(dāng)漏風(fēng)率增大時，不同的漏風(fēng)分配系數(shù)對空氣預(yù)熱器排煙溫度和一、二次風(fēng)出口溫度具有不同影響.隨著熱端漏風(fēng)占比增大，空氣預(yù)熱器排煙溫度呈上升趨勢，一、二次風(fēng)出口溫度呈下降趨勢.

[1] 劉福國, 郝衛(wèi)東, 姜波. 三分倉回轉(zhuǎn)再生式空氣預(yù)熱器漏風(fēng)設(shè)計計算模型[J].機(jī)械工程學(xué)報, 2012, 48(4): 146-154.

LIU Fuguo, HAO Weidong, JIANG Bo. Modeling for leakages calculation in design of rotary regenerative preheater[J].JournalofMechanicalEngineering, 2012, 48(4): 146-154.

[2] 北京鍋爐廠設(shè)計科. 鍋爐機(jī)組熱力計算標(biāo)準(zhǔn)方法[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1976.

[3] 劉福國, 史昱. 三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器泄漏和傳熱耦合計算[J].機(jī)械工程學(xué)報, 2012, 48(14): 148-155.

LIU Fuguo, SHI Yu. Coupled gas leakage and heat transfer modeling in tri-section rotary regenerator and its application[J].JournalofMechanicalEngineering, 2012, 48(14): 148-155.

[4] 鄭凱, 周克毅, 黃軍林. 一種改進(jìn)的三分倉空氣預(yù)熱器熱力計算方法[J].動力工程學(xué)報, 2012, 32(1): 31-35.

ZHENG Kai, ZHOU Keyi, HUANG Junlin. An improved thermal calculation method for tri-sectional rotary air preheaters[J].JournalofChineseSocietyofPowerEngineering, 2012, 32(1): 31-35.

[5] 王晶晶, 趙振寧, 姚萬業(yè), 等. 回轉(zhuǎn)式空預(yù)器漏風(fēng)分布對熱風(fēng)及排煙溫度影響的研究[J].華北電力技術(shù), 2012(8): 43-46.

WANG Jingjing, ZHAO Zhenning, YAO Wanye, et al. Investigation of air leakage distributions influence on hot air and exhaust flue gas temperature for rotary air heater[J].NorthChinaElectricPower, 2012(8): 43-46.

[6] 王艷紅, 李勇, 劉洪憲, 等. 基于空氣預(yù)熱器漏風(fēng)率偏差的排煙溫度影響研究[J].鍋爐技術(shù), 2015, 46(5): 5-9.

WANG Yanhong, LI Yong, LIU Hongxian, et al. Influence study exhaust temperature based on the air leakage rate of deviation of air preheater[J].BoilerTechnology, 2015, 46(5): 5-9.