回轉式空氣預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)蒙古電力科學研究院有限責任公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010010； 2.西安交通大學能源與動力工程學院，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 ℃，這將導致嚴重的環(huán)境問題[1]。通過可再生能源發(fā)電機組取代部分火力發(fā)電機組可有效解決此問題，但可再生能源機組無法提供與傳統(tǒng)火力發(fā)電機組同樣持續(xù)穩(wěn)定的電力輸出，所以火電機組的調(diào)峰技術是解決這一消耗問題的關鍵之一。然而，在調(diào)峰工況下，隨著負荷的不斷降低，選擇性催化還原（SCR）脫硝裝置的入口溫度會顯著下降，導致噴氨量過大，內(nèi)部流場不均勻；與過量氨混合的煙氣向下游流向回轉式空氣預熱器（空預器）。回轉式空預器是鍋爐中使用熱煙氣余熱加熱冷空氣的關鍵部件，該裝置內(nèi)，煙氣中的氨與三氧化硫（SO3）、水蒸氣反應生成硫酸銨（AS）和硫酸氫銨（ABS）。研究發(fā)現(xiàn)，ABS會在220 ℃和261 ℃間形成，且會在173.3 ℃時揮發(fā)[2-5]。液態(tài)的ABS非常粘稠，當溫度降至220 ℃以下時，空預器內(nèi)會發(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。嚴重的積灰會極大地影響空預器的運行狀態(tài)并引發(fā)安全問題，例如降低機組的熱效率、腐蝕蓄熱元件、損壞風扇以及增加維修成本等。

在回轉式空預器中，煙氣入口溫度通常在350 ℃以上，而空氣側入口溫度通常低于40 ℃，這導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。目前解決這個問題的重點是提高冷端的溫度，現(xiàn)階段有幾種解決方案：在進氣口前加裝暖風器[6-8]、熱風再循環(huán)[9]、風量分切循環(huán)風防堵[10-13]及煙氣順流分切防堵技術[14]。這些方案各有利弊，但關于不同改造方案的計算和量化比較的研究鮮有報道。

為給回轉式空預器的積灰防治改造方案的選擇提供指導，本文基于有限差分法計算溫度場，量化比較了不同改造方案，以冷端金屬溫度為指標計算和評估了4種解決方案。

1 改造方案

首先對所研究改造方案作詳細闡述。

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

2）熱風再循環(huán)技術方案此技術即在空預器的二次風出口處設置一段管路，并連接至一、二次風送風機之前，使空預器出口的一部分熱風與入口冷風混合換熱。此方案在風道中增設有可調(diào)節(jié)擋板，用于調(diào)節(jié)循環(huán)風量從而改變再循環(huán)效果。通常再循環(huán)風量增大后效果更好，但成本上升。采用熱風再循環(huán)技術后，會使空預器出口風溫下降，但排煙溫度升高。

3）空預器風量分切循環(huán)風防堵技術此技術在空預器本體上隔出循環(huán)風倉，從循環(huán)風倉熱端出口引出一條風道連接至循環(huán)風冷端入口，同時在風道上安裝風機，帶動空氣在循環(huán)風道中不斷循環(huán)。循環(huán)風在空預器熱端吸熱，生成熱風，然后流入空預器冷端，利用部分空預器熱端熱量來加熱冷端，從而提高冷端壁溫，此技術改造后轉子的分倉示意圖如圖1所示。

4）空預器煙氣順流分切防堵技術此方案由南京兆能節(jié)能科技有限公司提出，分倉示意如圖2所示。在空預器煙氣側區(qū)域A建立防堵灰分倉，在該區(qū)域的冷端出口增設煙道，連接至一次風側區(qū)域B的冷端，即治漏風分倉。在該煙道上安裝引煙機，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。當煙氣進入?yún)^(qū)域B后，高速煙氣可置換蓄熱元件內(nèi)的攜帶漏風并再次從熱端出口進入煙道，明顯改善漏風問題。

2 計算方法

由于轉子內(nèi)部溫度場無法直接測得，為得到溫度數(shù)據(jù)，可以先對轉子建立模型，并使用有限差分法結合已知的煙氣側、空氣側出入口溫度及流量進行迭代計算。為比較不同方案的效果，提出衡量改造效果的指標-平均冷端壁溫，并在計算前通過實測值對模型作了驗證。

2.1 數(shù)學模型

根據(jù)回轉式空預器的工作原理，利用有限差分法對回轉式空預器的轉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每個單元格進行換熱[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分別為回轉式空預器轉子的徑向、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為蓄熱體隨轉子轉動進入控制微元的質量流量，與轉子的轉動速率有關；C為蓄熱體金屬的比熱容；Ψ為傳熱元件占轉子空間的份額；λ為導熱系數(shù)；方程左側的3項分別代表了由煙氣或空氣攜帶、蓄熱體攜帶及蓄熱體導熱進入控制體積的能量。

為對上述熱平衡方程進行簡化，提出假設條件：轉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)只與溫度有關系；忽略煙氣和空氣的導熱，以及與傳熱元件的輻射換熱；忽略攜帶漏風對預熱器傳熱的影響；根據(jù)傳熱元件在轉子中的裝填方式，認為蓄熱體在切向的導熱為零，忽略蓄熱體在徑向的導熱，只考慮在軸向的導熱。熱平衡方程轉換為：

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；方程的左側代表流體能量的增加量，右側項代表蓄熱體向流體的對流傳熱。

對式(2)與式(3)采用有限差分法進行離散、聯(lián)立構造方程組并使用Thomas算法求解。

轉化為二維的回轉式空預器的轉子部分網(wǎng)格劃分示意圖如圖4所示。通過已知相鄰2節(jié)點溫度值即可解方程組求得其余2點溫度值。若已知圖中最左邊n個節(jié)點和最上邊m個節(jié)點的溫度值，則通過不斷解方程組可求得此區(qū)域內(nèi)所有節(jié)點的溫度。

2.2 迭代流程

首先輸入三分倉空預器轉子的型號、高度和蓄熱波紋板的類型，查取相應結構參數(shù)和物性參數(shù)； 檢查空預器的已知熱力參數(shù)是否合理；同時根據(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入口賦初值，求解某層溫度場，得到蓄熱體旋轉出口溫度，根據(jù)連續(xù)性比較出入口溫度進行修正；外層迭代為先假設各層出入口流體溫度初值計算得到整個轉子溫度場，根據(jù)連續(xù)性比較某一層出口與下一層入口溫度，進行修正。

下面以三分倉3層蓄熱元件的空預器及轉子按煙氣倉、二次風倉、一次風倉的順序旋轉為例介紹具體的迭代步驟：

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

2）根據(jù)假設值使用Thomas算法計算煙氣倉溫度場，并將煙氣側蓄熱波紋板出口的溫度分布傳遞給二次風倉作為入口溫度，同樣計算并將二次風倉溫度傳遞給一次風倉，最終計算得到一次風倉蓄熱體出口溫度。

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

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

5）對比第2層迭代計算得到的空氣側出口的一次風溫度分布和二次風溫度分布與假設的第1層空氣側進口的溫度分布是否一致。對比第3層迭代計算得到的空氣側出口的一次風溫度分布和二次風溫度分布假設的第2層空氣側進口的溫度分布是否一致。根據(jù)偏差情況進行外層迭代，直至偏差滿足精度要求，溫度場計算完畢。

2.3 評價指標

為更直觀地體現(xiàn)改造效果的優(yōu)劣，此處提出2個評價改造效果優(yōu)劣的指標：平均冷端壁溫tc與危險區(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)點個數(shù)；ti為當前被求和節(jié)點的蓄熱體溫度值，℃。

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

2.4 模型驗證

采用某燃煤電廠的實測數(shù)據(jù)驗證本計算方法的可行性。通過對比實測的溫度與計算溫度值，可知本模型計算值與實際偏差絕對值小于5%，即滿足工程計算要求，可以用來計算不同改造方案的效果。對比結果見表1。

表1 計算溫度值與實測溫度值的對比 Tab.1 Comparison between the calculated temperature and the measured temperature

3 研究對象與內(nèi)容

3.1 研究對象

為對比改造效果，選取某燃煤電廠的2臺空氣容克式預熱器，型號為LAP11284/2400，轉子直徑為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，每臺預熱器金屬重量約543 t。設定當?shù)睾０螢? 500 m，并設定轉子轉速為1.05 r/min。

假設改造前后各層結構數(shù)據(jù)不變，均為3層，其主要參數(shù)見表2。改造前的三分倉空預器結構如圖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 研究內(nèi)容

為簡便起見，對各改造方案進行命名：將暖風器方案簡稱“方案1”、將熱風再循環(huán)方案簡稱“方案2”、風量分切循環(huán)風防堵技術簡稱“方案3”、將空預器煙氣順流分切防堵技術簡稱“方案4”。下面對4種方案的研究內(nèi)容作簡要介紹。

由于方案1是通過低壓抽汽直接加熱進口空氣，故在保持改造前分倉結構參數(shù)、工況參數(shù)不變的同時，僅提高空氣側入口溫度。在未開啟暖風器時，由于地域原因和季節(jié)原因，入口風溫可能位于5 ℃以下。首先假設室溫為5 ℃，設置暖風器目標溫度為25 ℃至55 ℃，研究暖風器加熱程度對平均冷端壁溫與危險區(qū)比例的影響。

方案2是用部分出口熱風加熱入口溫度較低的空氣，在本研究中選取較常見的循環(huán)方法，即使用二次風出口熱風加熱二次風入口冷風。為與其他方案進行對比，保證各倉內(nèi)流量與改造前相同，然后改變混合加熱的目標冷端蓄熱體溫度，研究平均冷端壁溫、危險區(qū)比例與再循環(huán)風率的關系，同時研究空氣側出口風溫降低情況。

方案3是在空氣側隔出一個循環(huán)風倉，改造后為四分倉結構，本計算在一次風倉中分隔出一定角度成為獨立的循環(huán)風倉。其改造效果的影響有：一是改造后循環(huán)分倉的角度；二是改造后循環(huán)分倉的提速程度。故先令改造后煙氣倉、二次風倉流量不變，一次風倉內(nèi)流速不變，而其流量按照所減少的角度按比例削減。考慮到一次風倉流量不可過小，故設置循環(huán)分倉角度由5°遞增，每次增加5°，直到30°，相應的一次風倉由70°遞減，每次減少5°，直到40°。然后令循環(huán)分倉角度不變，在原流速的基礎上分別提高至原速的150%、200%及250%。若角度過小但提速過高，則會導致出入口壓差過大，即流速不能無限制提高。故此方案需研究2個影響因素對平均冷端壁溫、危險區(qū)比例與壓差的影響。

方案4在煙氣倉與一次風倉中分別隔出A、B兩個分倉，它們是上、下游關系，其中流體均為煙氣，流量、流速相同但流動方向不同。改造后為五分倉結構，其改造效果的影響有：一是改造后A、B分倉的角度；二是改造后兩分倉的提速程度。首先令改造后二次風倉流量不變，二次風倉、煙氣倉流速不變，其流量根據(jù)所減少的角度按比例削減。考慮到一次風倉流量不可過小，故設置A、B分倉角度由5°遞增，每次增加5°，直到30°。然后令角度不變，在原流速的基礎上分別提高至150%、200%及250%。本方案也需研究2個影響因素對平均冷端壁溫、危險區(qū)比例與壓差的影響。

4 結果與討論

根據(jù)計算方法編寫計算機程序，并輸入初始數(shù)據(jù)進行研究。首先對改造前的三分倉回轉式空氣預熱器進行計算，得到用于對照的標準。通過計算各方案改造后的數(shù)據(jù)與計算前對比來分析改造效果。

4.1 改造前計算結果

輸入改造前分倉結構與其他參數(shù)數(shù)據(jù)見表3。計算得到改造前平均冷端壁溫為58.56 ℃，各分倉其他計算結果見表4。經(jīng)過計算，改造前各倉阻力均小于1 kPa，數(shù)值較小屬于風機可承受范圍，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 改造前各分倉主要參數(shù) Tab.3 Main parameters of sectors before transformation

表4 改造前各分倉計算結果 Tab.4 Calculation results of sectors before transformation

4.2 改造后各方案計算結果

方案1僅提高冷端入口空氣溫度，保持三分倉和其他參數(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改造后的危險區(qū)比例如圖8所示，其中短劃線為改造前計算結果。

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

方案3改造后增加了循環(huán)風倉，成為四分倉結構，其中循環(huán)風倉的出入口溫度相同，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)分倉角度5°倉內(nèi)提速150%、循環(huán)分倉角度30°倉內(nèi)提速150%和循環(huán)分倉角度30°倉內(nèi)提速250%改造后的蓄熱體溫度分布。圖12對比了在不同設計參數(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)下的危險區(qū)比例如圖13所示。

方案4改造后增加了2個煙氣分倉A、B，成為五分倉結構，其中分倉A的出口溫度與分倉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A、B開倉角度為5°倉內(nèi)提速150%、開倉角度30°倉內(nèi)提速150%和開倉角度30°倉內(nèi)提速250%改造后的蓄熱體溫度分布圖。

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

4.3 對比與討論

對比改造前與方案1改造后的計算結果，發(fā)現(xiàn)空氣入口溫度提升會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)過暖風器加溫入口空氣，在入口溫度設定為55 ℃時，平均冷端溫度可以提升至101.12 ℃。根據(jù)不同目標溫度下的危險區(qū)比例，發(fā)現(xiàn)當溫度提升時，危險區(qū)比例明顯下降，當目標溫度為55 ℃時，該值下降至35%左右，故此方法可以有效減輕腐蝕。對比圖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。

由方案2改造后的計算結果（圖9）可知，再循環(huán)閥門開度越大，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)風量占二次風倉流量的比重。當再循環(huán)率為7%時，平均冷端壁溫可達到110 ℃以上。由于使用出口熱風加熱入口冷風，造成出口熱風能量損失，導致再循環(huán)率上升的同時二次風出口溫度下降，本研究中最低為305 ℃左右，存在明顯的能耗。同時根據(jù)圖10的危險區(qū)比例可知，當再循環(huán)風率增大時，危險區(qū)比例也會增大，該方法在提高冷端壁溫的同時，會增大易結垢區(qū)域，故對于ABS的防治是不利的。

方案3改造后的計算結果表明，隨開倉角度和流速的增大，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。當循環(huán)分倉角度設置為30°，流速提高到250%時，平均冷端壁溫最高，其值為123.54 ℃。對比圖11中的溫度分布，當從5°至30°提升循環(huán)分倉角度，原冷端低溫側蓄熱元件溫度圖像上移，當提速比例從150%升高至250%時，該位置溫度圖像繼續(xù)上移。圖11中0°或360°位置即循環(huán)分倉位置，在改造前是旋轉方向上溫度最低的，而改造后得到明顯提升。圖13的危險區(qū)比例數(shù)據(jù)表明，當分倉角度固定時，提高風速會增大危險區(qū)比例，其原因與熱風再循環(huán)類似，即當冷端溫度提升時，熱端溫度下降，軸向整體溫度梯度減小且危險區(qū)擴大。圖12b)中的出口溫度數(shù)據(jù)佐證了此現(xiàn)象，出口溫度過低可能會影響鍋爐內(nèi)完全燃燒與穩(wěn)定性，故選擇方案3的改造參數(shù)時，僅圖示的部分參數(shù)可以滿足減小危險區(qū)、減輕結垢的要求。

對比方案4改造前、后的計算結果可知，隨分倉A、B角度和流速的增大，平均冷端溫度均得到提升。當分倉A、B角度均設置為30°，流速提高到250%時，平均冷端壁溫最高，其值為83.06 ℃。對比圖14中的溫度分布圖，當分倉A、B角度從5°提升至30°，以及提速比例從150%升高至250%時，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的開倉選擇對空氣側出口溫度的影響不大，故選擇參數(shù)時在一定范圍內(nèi)可不考慮此因素。根據(jù)圖16的危險區(qū)比例數(shù)據(jù)，開倉角度增大且提速比例升高時，危險區(qū)比例整體呈下降趨勢。當提速250%時，分倉A、B內(nèi)阻力均為2.4 kPa。綜合各方面因素，方案4在分倉A、B開倉角度與提速較多時方可防治積灰結渣。

總體來說，在轉子溫度控制方面，方案1的提溫效果最好，隨目標溫度的提升，危險區(qū)比例下降且冷端壁溫提升幅度較大。方案2需要耗費部分出口熱風能量來加熱冷端空氣，根據(jù)計算結果，雖然冷端壁溫得到提升，但危險區(qū)比例明顯上升，其對于積灰防治是不利的。對方案3、方案4來說，改造參數(shù)對改造效果有著較大影響，2種方案均需要較大的開倉角度方可減小危險區(qū)比例，而提升新分倉內(nèi)流速對2種方案的改造效果完全相反，其會增大方案3但減小方案4的危險區(qū)比例，總的來說，2個方案的效果均依賴于參數(shù)的選擇，需根據(jù)不同的轉子型號及工況參數(shù)提前計算。

某燃煤電廠對上述研究對象即型號為LAP11284/2400的回轉式空預器進行了改造，改造前采用方案1加裝暖風器來提高冷端溫度，改造后停運暖風器并采取方案4分割了空預器。該電廠機組功率為350 MW，經(jīng)過估算，由于暖風器停運，排煙溫度下降1～3 ℃，年節(jié)約標煤900 t左右，直接經(jīng)濟效益約為26.3萬元/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)濟收益約60萬元/年。煙氣側阻力平均下降500 Pa左右，直接經(jīng)濟收益約為45萬元/年。由于方案4加入了治漏分倉，漏風率顯著降低，可控制在4%以內(nèi)，這使得年節(jié)約煤耗1 022 t，同時引風機年節(jié)約665 000 kW，此項收益約97.7萬元/年。綜合評估，改造初投資320萬元左右，可在一年內(nèi)收回成本。故相較于方案1，方案4在治漏風與降低排煙溫度方面所帶來的經(jīng)濟效益具有較大優(yōu)勢。

鄒學明等[11]研究了風量分切循環(huán)風防堵技術（方案3）的經(jīng)濟效益，所選擇的循環(huán)分倉角度為15°，在倉內(nèi)保持原速的情況下與本文計算結果基本一致，可改善轉子的積灰情況。經(jīng)過改造后排煙溫度降低但需要增加耗電，綜合評價后總收益約為25.25萬元/月，即303萬元/年左右，與方案4相近，但該方案仍需要改造風道，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，但投資成本較高。在條件允許的情況下，應優(yōu)先選擇前2種方案，同時方案4在治理漏風方面的效果更佳。

5 結 論

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

2）通過計算對比，發(fā)現(xiàn)在冷端壁溫控制方面，方案1的效果較好，隨目標溫度的提升，危險區(qū)比例下降且冷端壁溫提升幅度較大，但排煙溫度會上升增加熱損失。方案2需要耗費部分出口熱風能量來加熱冷端空氣，根據(jù)計算結果，雖然冷端壁溫得到提升，但危險區(qū)比例明顯上升，其對于積灰防治是不利的。對方案3、方案4來說，二者均可有效改善積灰結垢且降低排煙溫度，但改造參數(shù)對改造效果有較大影響，2種方案均需較大的開倉角度方可減小危險區(qū)比例，而提升新分倉內(nèi)流速對2種方案的改造效果完全相反，其會增大方案3但減小方案4的危險區(qū)比例，總體而言，2個方案的效果均依賴于參數(shù)的選擇，需根據(jù)不同的轉子型號及工況參數(shù)提前計算。

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，但投資成本較高。在條件允許的情況下，應優(yōu)先選擇前2種方案，同時方案4在治理漏風方面的效果更佳。

4）在選擇改造方式時若需要對分倉內(nèi)流體提速，需要額外考慮風機負荷限制。在本研究下，提速至250%會使倉內(nèi)阻力達到2 kPa以上，在選取風機時需要考慮此限制。