空气预热器漏风率对锅炉排烟温度与效率的修正计算书

文件编号：HJJS-DQ-2026-013空气预热器漏风率对锅炉排烟温度与效率的修正计算书——基于热平衡与质量平衡的定量修正计算工程名称：××发电有限公司2×300MW燃煤发电机组计算对象：三分仓容克式回转空气预热器（2台）文件类型：专项技术计算书设计阶段：施工图设计阶段报告编号：HJJS-DQ-2026-013编制单位：××电力工程咨询设计有限公司编制日期：2026年10月26日编制日期审核日期批准日期PAGEI目录TOC\o"1-2"\h\z\u1总则 11.1编制目的 11.2编制依据 11.3适用范围 11.4计算基准与系统边界 21.5修正计算技术路线 22术语、符号与引用标准 42.1术语和定义 42.2引用标准 42.3主要符号说明 53基础数据与原始参数 63.1机组与设备概况 63.2燃料特性 63.3空气预热器设计（保证）参数 73.4性能试验实测参数 73.5计算用物性参数与假定条件 84空气预热器漏风率计算 104.1漏风率的定义式 104.2过量空气系数法（氧量法） 104.3计算过程 104.4质量平衡法交叉校核 115漏风率对过量空气系数的修正 135.1漏风率与出口过量空气系数的关系式 135.2修正计算 135.3结果分析 136漏风率对排烟温度的修正计算 156.1物理模型与基本假定 156.2空气预热器能量平衡方程 156.3排烟温度计算式的推导 166.4修正系数（敏感度）的推导 176.5排烟温度的修正计算 176.6无漏风出口烟气温度 186.7修正结果汇总 187漏风率对锅炉效率的修正计算 197.1锅炉效率的计算方法 197.2排烟热损失计算 197.3实际烟气容积计算 197.4理论空气量与理论烟气容积 207.5各工况排烟热损失计算 207.6锅炉效率的修正计算 217.7结果分析 218多维度定量计算 238.1计算工况设置 238.2多工况主计算结果 238.3相对基准工况的偏差分析 248.4敏感度分析 248.5漏风位置对修正结果的影响 259修正模型的验证与误差分析 279.1与GB/T10184—2015修正模型的对比 279.2与ASMEPTC4.3修正方法的对比 279.3修正计算的不确定度分析 2810安全核验 2910.1风机容量核验 2910.2烟气流速与磨损核验 2910.3低温腐蚀与冷端综合温度核验 2910.4空气预热器阻力核验 3010.5脱硝、除尘、脱硫入口条件核验 3110.6密封结构与转子安全核验 3110.7安全核验结论汇总 3211结果分析与工程指导意义 3411.1计算结果分析 3411.2修正计算的适用范围与使用条件 3411.3工程指导意义 3511.4经济性评价 3612结论 37附录A主要计算公式汇总 38附录B计算用基础数据汇总 39空气预热器漏风率对锅炉排烟温度与效率的修正计算书│HJJS-DQ-2026-013—PAGE1—1总则1.1编制目的回转式空气预热器（以下简称空气预热器）是电站锅炉尾部烟道中的关键换热设备，其动、静部件之间不可避免地存在密封间隙，在烟气侧微负压与空气侧正压的压差作用下，部分空气将经密封间隙漏入烟气侧，形成空气预热器漏风。漏风直接改变了空气预热器出口的烟气温度、烟气容积和过量空气系数，进而影响锅炉排烟热损失与锅炉热效率的准确评定。本计算书的编制目的为：建立空气预热器漏风率与锅炉排烟温度、排烟过量空气系数及锅炉效率之间的定量关系，给出将实测工况下的排烟温度与锅炉效率修正到设计（保证）漏风率条件下的计算模型、计算过程与计算结果，为机组性能考核试验的效率修正、机组运行经济性评价、空气预热器密封系统检修决策以及节能技术改造方案论证提供技术依据。1.2编制依据本计算书依据现行国家标准、电力行业标准及设备制造厂提供的设计资料编制，所引用的主要标准详见第2.2节。计算所采用的基本理论为空气预热器能量平衡方程与质量平衡方程，计算方法符合GB/T10184—2015《电站锅炉性能试验规程》中关于锅炉效率及排烟温度修正的规定，并参照DL/T2051—2019《空气预热器性能试验规程》中关于无漏风出口烟气温度及漏风率修正的规定执行。1.3适用范围本计算书适用于燃煤发电机组配套的三分仓、二分仓容克式回转空气预热器的漏风率修正计算，具体适用范围如下：（1）空气预热器整体漏风率偏离设计（保证）值1.0%～6.0%区间内的排烟温度与锅炉效率修正；（2）锅炉性能考核试验、空气预热器检修前后性能对比试验中，将实测结果折算到设计（保证）漏风率条件下的修正计算；（3）机组运行经济性分析中，漏风率变化对排烟热损失、引风机电耗及供电煤耗影响的定量评价。当空气预热器入口烟气温度超出340℃～380℃、排烟温度超出120℃～160℃，或漏风率偏离设计值超过6.0%时，模型参数应依据实测数据重新标定后使用。1.4计算基准与系统边界按GB/T10184—2015的规定，本次修正计算的基准与边界条件确定如下：（1）热平衡系统边界：以空气预热器入口作为锅炉机组热平衡系统的入口边界，以空气预热器出口作为出口边界，即锅炉效率依据空气预热器出口的排烟温度与排烟过量空气系数计算；（2）基准温度：t₀=25℃；（3）修正基准漏风率：取设计（保证）漏风率β₀=6.0%；（4）锅炉效率计算方法：反平衡法（热损失法）；（5）计算以1kg收到基燃料为基准，燃料输入热量按收到基低位发热量计。1.5修正计算技术路线本次修正计算按下列技术路线依次进行，前一环节的计算结果作为后一环节的输入条件：第一步，依据空气预热器进、出口烟气含氧量实测数据，计算空气预热器漏风率与漏风系数，并采用质量平衡法进行交叉校核；第二步，依据漏风率与过量空气系数的函数关系，将空气预热器出口过量空气系数修正到基准漏风率条件；第三步，建立空气预热器能量平衡方程，推导漏风率对排烟温度的修正公式与修正系数，将实测排烟温度修正到基准漏风率条件；第四步，计算实测工况与基准工况下的排烟热损失，采用微分偏差法完成锅炉效率的修正计算；第五步，开展多维度定量计算，给出不同漏风率水平下的排烟温度、烟气容积、排烟热损失与锅炉效率；第六步，进行安全性核验与经济性评价，提出运行与检修建议。

2术语、符号与引用标准2.1术语和定义本计算书采用下列术语和定义，与GB/T10184—2015、DL/T2051—2019、DL/T750—2016的规定一致。表2-1主要术语和定义术语定义空气预热器整体漏风率从空气预热器空气侧漏入空气预热器烟气侧的空气质量占空气预热器进口烟气质量的百分比。空气预热器各处的漏风统一按空气进口至烟气出口间的漏风计算。漏风系数空气预热器烟气通道出口与进口处烟气过量空气系数之差。无漏风出口烟气温度假想空气预热器没有漏风时，出口处的烟气温度。实际工作中无法直接测量，需依据有漏风条件下的漏风率、出口温度等参数，采用热平衡方法计算得出，计算时所有漏风温度均取空气预热器进口空气温度。进口空气温度进入空气预热器空气的温度。多分仓空气预热器各仓进口空气温度不同时，取各仓空气流量加权平均值。冷端综合温度空气预热器空气进口加权平均温度与漏风稀释前烟气出口温度之和，用于评价空气预热器冷端的低温腐蚀倾向。2.2引用标准本计算书引用的主要标准见表2-2。凡是注日期的引用文件，仅注日期的版本适用；凡是不注日期的引用文件，其最新版本（包括所有的修改单）适用。表2-2引用标准一览表序号标准编号标准名称1GB/T10184—2015电站锅炉性能试验规程2DL/T2051—2019空气预热器性能试验规程3DL/T750—2016回转式空气预热器运行维护规程4DL/T904火力发电厂技术经济指标计算方法5DL/T1052节能技术监督导则6NB/T47060—2016回转式空气预热器7GB/T2900.48电工名词术语锅炉8ASMEPTC4.3空气预热器性能试验规程（AirHeaters）2.3主要符号说明本计算书采用的主要符号及其含义、单位见表2-3。表2-3主要符号说明符号名称单位符号名称单位α′空气预热器进口烟气过量空气系数—V⁰理论空气量Nm³/kgα″空气预热器出口烟气过量空气系数—V_gy⁰理论干烟气量Nm³/kgΔα空气预热器漏风系数—V_H2O⁰理论水蒸气容积Nm³/kgα_L空气预热器漏风率（β同）%V_y实际烟气容积Nm³/kgO₂′进口烟气含氧量（干基）%c_y烟气平均定压比热容kJ/(Nm³·℃)O₂″出口烟气含氧量（干基）%c_a空气平均定压比热容kJ/(Nm³·℃)θ_in空气预热器进口烟气温度℃Q_r输入热量（低位发热量）kJ/kgθ_out空气预热器出口烟气温度℃q₂排烟热损失%t_in进口空气温度（加权平均）℃η锅炉热效率%t_out出口热风温度（加权平均）℃A无漏风出口烟气温度℃G_g空气预热器进口烟气质量流量kg/sG_a空气侧出口空气质量流量kg/sG_L漏入烟气侧的空气质量流量kg/sx空气与烟气热容流量比—注：为便于公式书写，正文中漏风率α_L在推导与计算过程中亦记作β。

3基础数据与原始参数3.1机组与设备概况本次计算以某发电有限公司2×300MW燃煤发电机组为依托对象，锅炉为亚临界参数、一次中间再热、自然循环汽包炉，配套三分仓容克式回转空气预热器2台。机组与空气预热器的主要技术参数见表3-1。表3-1机组与空气预热器主要技术参数项目单位参数机组额定容量MW300锅炉型式—亚临界、自然循环汽包炉、单炉膛、一次中间再热额定蒸发量t/h1025主蒸汽压力／温度MPa／℃16.7／541再热蒸汽温度℃541空气预热器型式—三分仓容克式回转空气预热器空气预热器数量台2转子直径m10.33受热面高度（热端／冷端）m1.0／1.0传热元件材质（热端／冷端）—碳钢／耐硫酸腐蚀钢（搪瓷）转子额定转速r/min0.75密封型式—径向＋轴向＋环向三向双密封设计漏风率%≤6.03.2燃料特性计算采用机组设计煤种，煤质分析数据见表3-2。表3-2设计煤种元素分析与发热量项目符号单位数值收到基碳C_ar%58.0收到基氢H_ar%3.6收到基氧O_ar%6.5收到基氮N_ar%0.9收到基硫S_ar%0.8收到基灰分A_ar%20.2收到基水分M_ar%10.0收到基低位发热量Q_net,arkJ/kg220003.3空气预热器设计（保证）参数空气预热器制造厂提供的设计（保证）参数见表3-3，该组参数构成本次修正计算的基准工况。表3-3空气预热器设计（保证）参数项目单位设计值进口烟气温度℃360修正后排烟温度℃140.7进口空气温度（一、二次风加权）℃25.0出口热风温度（一、二次风加权）℃320.0设计漏风率%6.0烟气侧阻力Pa≤1100空气侧阻力Pa≤900空气预热器出口烟气含氧量%4.593.4性能试验实测参数空气预热器性能试验实测参数见表3-4。试验期间机组负荷稳定在额定负荷的90%，锅炉燃烧工况、风烟系统运行方式保持不变，数据取自连续采集3组数据的算术平均值。表3-4性能试验实测参数项目符号单位实测值备注机组负荷PMW27090%额定负荷空气预热器进口烟气温度θ_in℃360.0A／B侧平均空气预热器出口烟气温度θ_out℃138.0网格法截面平均进口空气温度（加权）t_in℃25.0一、二次风流量加权出口热风温度（加权）t_out℃320.0一、二次风流量加权进口烟气含氧量（干基）O₂′%3.60A／B侧平均出口烟气含氧量（干基）O₂″%4.96A／B侧平均实测漏风率（A侧）α_L,A%8.80—实测漏风率（B侧）α_L,B%8.20—实测漏风率（加权平均）α_L%8.50两侧烟气量加权3.5计算用物性参数与假定条件为便于工程应用，计算中采用的物性参数与简化假定见表3-5。所采用的物性参数取自GB/T10184—2015附录E的常用气体特性数据，在本次修正计算涉及的温区内视为常数。表3-5计算用物性参数与假定条件序号项目取值依据／说明1烟气平均定压比热容c_y1.38kJ/(Nm³·℃)进口360℃～出口138℃区间平均值2空气平均定压比热容c_a1.30kJ/(Nm³·℃)25℃冷空气典型值3空气与烟气热容流量比x0.720由风烟系统质量平衡与实测排烟温度标定4基准温度t₀25℃GB/T10184—2015规定5其他热损失之和q₃+q₄+q₅+q₆1.60%试验实测值（1.60%）6漏风温度取值t_inDL/T2051—2019规定，漏风温度取空气预热器进口空气温度7散热损失处理不重复计入已包含于q₅，漏风率修正中不予重复考虑8修正过程不变量θ_in、t_in、t_out、x修正过程中保持实测工况值不变9空气预热器出口至引风机入口段烟道视为严密该段烟道无其他漏风

4空气预热器漏风率计算4.1漏风率的定义式按GB/T10184—2015与DL/T2051—2019的规定，空气预热器整体漏风率定义为漏入空气预热器烟气侧的空气质量与进入该烟道的烟气质量之比，即： αL=GL式中：G_L为漏入烟气侧的空气质量流量，kg/s；G_g为进入空气预热器烟气侧的烟气质量流量，kg/s。漏风率亦可用漏风系数与进口过量空气系数表示。4.2过量空气系数法（氧量法）烟气过量空气系数与烟气含氧量之间存在确定关系。按GB/T10184—2015，烟气过量空气系数按下式计算： α=2121-O2式中O₂为烟气中氧的容积分数（干基），%。空气预热器烟气通道出口与进口处过量空气系数之差即为漏风系数。以α″表示空气预热器出口烟气过量空气系数，α′表示进口烟气过量空气系数，则漏风系数为： Δα=α″-α空气预热器漏风率可表示为漏风系数与进口烟气过量空气系数之比： αL=Δαα将式（2）、式（4）联立，可导出仅用进、出口烟气含氧量直接计算漏风率的表达式： αL=O″4.3计算过程将实测进口烟气含氧量O₂′=3.60%、出口烟气含氧量O₂″=4.96%代入式（2），得空气预热器进口烟气过量空气系数：α′=21/（21−3.60）=1.2069空气预热器出口烟气过量空气系数：α″=21/（21−4.96）=1.3095由式（3）得漏风系数：Δα=α″−α′=1.3095−1.2069=0.1026由式（4）得空气预热器漏风率：α_L=Δα/α′×100%=0.1026/1.2069×100%=8.50%采用式（5）进行校核计算：α_L=（4.96−3.60）/（21−4.96）×100%=1.36/16.04×100%=8.48%两种表达式计算结果一致（0.02个百分点差异源于有效数字取位），说明漏风系数的定义与氧量法计算式在数学上等价，即Δα/α′恒等于（O₂″−O₂′）/（21−O₂″）。4.4质量平衡法交叉校核为验证氧量法结果的可靠性，同步采用质量平衡法进行交叉校核。质量平衡法依据空气侧与烟气侧的质量守恒关系，通过测量空气预热器进、出口烟气流量与空气流量计算漏风率：α_L=G_L/G_g×100%=（G_a,in−G_a,out）/G_g×100%式中G_a,in、G_a,out分别为空气预热器空气侧的进、出口空气质量流量，kg/s。本次试验按网格法同时测量了空气预热器进、出口的烟气流量与一、二次风流量，据此计算得漏风率8.56%。表4-1漏风率计算结果汇总与交叉校核计算方法α′α″Δαα_L/%过量空气系数法（式4）1.20691.30950.10268.50氧量直接法（式5）——————8.48质量平衡法——————8.56三法平均（采用值）1.20691.30950.10268.50注：三种方法所得漏风率的极差为0.08个百分点，处于烟气分析仪测量不确定度（±0.1%绝对氧量）与流量测量不确定度的合成范围内。本次修正计算取8.50%作为实测漏风率。计算结果表明，该机组空气预热器实测漏风率为8.50%，高于设计（保证）漏风率6.0%，超出量2.50个百分点；同时高于DL/T750—2016规定的“正常运行时漏风率不大于8%”的运行控制值，属于轻微超标，应列入检修计划安排密封系统检查与调整。

5漏风率对过量空气系数的修正5.1漏风率与出口过量空气系数的关系式由式（4）可直接解出空气预热器出口烟气过量空气系数与漏风率的关系： α″=α'该式表明，在进口烟气过量空气系数保持不变的条件下，空气预热器出口烟气过量空气系数与漏风率呈线性正相关关系，漏风率每增加1个百分点，出口过量空气系数增加α′×1%=0.0121。5.2修正计算将实测进口过量空气系数α′=1.2069代入式（6），分别计算实测工况（漏风率8.50%）与基准工况（漏风率6.00%）下的出口过量空气系数：实测工况：α″=1.2069×（1+0.0850）=1.3095基准工况：α″₀=1.2069×（1+0.0600）=1.2793对应的空气预热器出口烟气含氧量分别为：O₂″=21×（1.3095−1）/1.3095=4.963%O₂″₀=21×（1.2793−1）/1.2793=4.585%表5-1空气预热器出口过量空气系数修正结果项目单位实测工况（8.50%）基准工况（6.00%）修正量进口烟气过量空气系数α′—1.20691.20690出口烟气过量空气系数α″—1.30951.2793−0.0302漏风系数Δα—0.10260.0724−0.0302出口烟气含氧量O₂″%4.9634.585−0.3785.3结果分析漏风率由8.50%修正到设计值6.00%后，空气预热器出口烟气过量空气系数由1.3095降至1.2793，下降0.0302；出口烟气含氧量由4.963%降至4.585%，下降0.378个百分点。出口过量空气系数的降低将同比例减少排烟容积，是漏风率修正影响排烟热损失的主要途径之一。此外，值得指出的是，对于采用烟气再循环或脱硝喷氨调平的机组，空气预热器出口烟气含氧量的变化还会影响脱硝系统入口NOx浓度的折算与喷氨量的自动调节，在修正计算中应同时关注该参数的变化。

6漏风率对排烟温度的修正计算6.1物理模型与基本假定回转式空气预热器属蓄热式换热设备，烟气与空气分别流经转子的不同分仓，通过转子内填充的传热元件实现热量由烟气向空气的传递。烟气侧处于引风机抽吸形成的微负压状态，空气侧处于送风机、一次风机形成的正压状态，两侧之间存在明显压差。在压差作用下，空气将经径向、轴向和环向密封间隙漏入烟气侧，形成空气预热器漏风。由DL/T2051—2019的规定，计算无漏风出口烟气温度时，所有漏风的温度均取空气预热器进口空气温度。据此建立的物理模型为：温度为t_in的漏风空气在空气预热器内与烟气混合，一方面因温度低于烟气而对烟气产生冷却与稀释作用，使实测排烟温度低于无漏风条件下的烟气出口温度；另一方面使烟气侧的质量流量由G_g增大至G_g+G_L，排烟容积相应增加。上述两种效应共同决定了漏风率对排烟热损失与锅炉效率的影响方向与幅度。本次修正计算采用下列基本假定：（1）空气预热器向环境的散热损失已计入锅炉散热损失q₅，在漏风率修正计算中不再重复考虑；（2）所有漏入空气的温度均取空气预热器进口空气温度（一、二次风流量加权平均值）；（3）在本次修正涉及的温区内，烟气与空气的平均定压比热容视为常数，且推导过程中暂取二者相等以简化表达式；（4）修正过程中，空气预热器进口烟气温度θ_in、进口空气温度t_in、出口热风温度t_out以及空气与烟气的流量比x均保持实测工况值不变，即仅考察漏风率单一变量的影响；（5）空气预热器出口至引风机入口段烟道视为严密，该区段不存在其他漏风。6.2空气预热器能量平衡方程对空气预热器建立稳态能量平衡关系。进入空气预热器的热量包括烟气带入的热量与空气带入的热量，离开空气预热器的热量包括烟气带出的热量与空气带走的热量，即： Ggcgθ式中：G_g为进入空气预热器的烟气质量流量，kg/s；G_a为离开空气预热器空气侧的空气质量流量，kg/s；G_L为漏入烟气侧的空气质量流量，kg/s；c_g、c_a分别为烟气与空气的平均定压比热容，kJ/(kg·℃)；θ_in、θ_out分别为空气预热器进口与出口烟气温度，℃；t_in、t_out分别为空气预热器进口空气温度与出口热风温度，℃。6.3排烟温度计算式的推导令x=G_a/G_g，表示空气侧出口空气质量流量与空气预热器进口烟气质量流量之比；令β=α_L，表示空气预热器漏风率（以小数计）。在c_g≈c_a的简化假定下，将式（7）两端同除以G_g·c_g并整理，得： θin+x+βt由上式解出空气预热器出口烟气温度（即排烟温度）： θout=θin令： A=θin+xt式中A即为空气预热器无漏风时的出口烟气温度，℃，其物理意义为假想空气预热器严密不漏时烟气离开空气预热器的温度。将式（10）代入式（9），可得排烟温度计算式的简化形式： θout=A+βt式（11）表明：空气预热器出口排烟温度由无漏风出口烟气温度A、进口空气温度t_in与漏风率β共同决定；当β=0时，θ_out=A，即无漏风时排烟温度等于无漏风出口烟气温度。6.4修正系数（敏感度）的推导对式（11）求关于漏风率β的偏导数，可得排烟温度对漏风率的敏感度： ∂θout∂β=将A=θ_in+x·(t_in−t_out)=360+0.720×（25−320）=147.60℃代入式（12），可得在本次实测漏风率β=8.50%处：∂θ_out/∂β=（25−147.60）/（1+0.0850）²=−122.60/1.1772=−104.14℃由于β以小数计，将敏感度折算为每1个百分点漏风率的影响，即：∂θ_out/∂β=−104.14℃/100%=−1.04℃/%由于t_in<A恒成立，敏感度恒为负值，即漏风率增大时排烟温度降低，降低速率随漏风率增大而逐渐减缓。该敏感度的物理含义为：在本次计算条件下，空气预热器漏风率每增加1个百分点，实测排烟温度将降低约1.04℃。6.5排烟温度的修正计算将实测排烟温度修正到设计（保证）漏风率条件，修正公式为： θcorr=θmeas采用线性化修正公式计算：θ_corr=138.00+（−1.04）×（6.00−8.50）=138.00+2.60=140.60℃采用式（11）的精确解分别计算两种工况下的排烟温度：实测工况（β=8.50%）：θ_out=（147.60+0.0850×25）/（1+0.0850）=149.725/1.0850=138.00℃基准工况（β=6.00%）：θ_out,0=（147.60+0.0600×25）/（1+0.0600）=149.100/1.0600=140.66℃两种计算方法的偏差为0.06℃，说明在±3个百分点的修正幅度内，式（13）的线性化近似具有足够的工程精度。本次修正采用式（11）的精确解，即：实测排烟温度138.00℃，修正到基准漏风率6.00%后为140.66℃，修正量为+2.66℃。6.6无漏风出口烟气温度由式（10）计算得空气预热器无漏风出口烟气温度A=147.60℃。该温度不受漏风稀释作用的影响，是评价空气预热器真实换热能力的独立指标：漏风率增大时实测排烟温度下降属于稀释效应造成的表观现象，A值保持不变；只有当传热元件积灰、结垢或堵塞导致换热能力下降时，A值才会升高。因此，在评价空气预热器换热性能时应同时关注实测排烟温度与无漏风出口烟气温度两项指标。6.7修正结果汇总表6-1排烟温度修正计算结果汇总项目符号单位实测工况（8.50%）基准工况（6.00%）修正量空气预热器漏风率β%8.506.00−2.50无漏风出口烟气温度A℃147.60147.600.00进口烟气温度θ_in℃360.00360.000.00进口空气温度t_in℃25.0025.000.00出口热风温度t_out℃320.00320.000.00实测排烟温度θ_out℃138.00140.66+2.66排烟温度修正系数∂θ_out/∂β℃/%−1.04−1.04—注：修正量“+”表示基准工况数值高于实测工况数值，即漏风率减小后排烟温度回升。

7漏风率对锅炉效率的修正计算7.1锅炉效率的计算方法按GB/T10184—2015的规定，本次计算采用反平衡法（热损失法）计算锅炉效率： η=100-q2+q式中：q₂为排烟热损失，%；q₃为气体未完全燃烧热损失，%；q₄为固体未完全燃烧热损失，%；q₅为散热损失，%；q₆为灰渣物理热损失，%。本次试验实测q₃=0.05%、q₄=1.20%、q₅=0.30%、q₆=0.05%，合计1.60%。由式（14）可以看出，空气预热器漏风率通过影响排烟热损失q₂而影响锅炉效率。由于空气预热器位于锅炉尾部烟道末端，其漏风不参与炉内燃烧过程，对q₃、q₄、q₅、q₆的影响可以忽略，故本次修正仅对q₂进行修正，其余各项热损失保持实测值不变。7.2排烟热损失计算按GB/T10184—2015，排烟热损失按排烟焓与入炉空气焓之差占输入热量的百分数计算，采用容积法表示为： q2=Vy式中：V_y为空气预热器出口实际烟气容积，Nm³/kg；θ_py为排烟温度（取空气预热器出口烟气温度），℃；α_py为排烟处烟气过量空气系数；V⁰为理论空气量，Nm³/kg；t₀为基准温度，取25℃；Q_r为输入热量，按收到基低位发热量取22000kJ/kg。7.3实际烟气容积计算空气预热器出口实际烟气容积按下式计算： Vy=Vgy该式表明，烟气容积由理论干烟气量、过量空气带入的干空气量和理论水蒸气容积三部分组成。漏风率增大时，排烟处的过量空气系数α_py相应增大，使得实际烟气容积按α_py−1的比例线性增加。7.4理论空气量与理论烟气容积按GB/T10184—2015推荐的经验公式，依据设计煤种的元素分析数据计算理论空气量、理论干烟气量与理论水蒸气容积： V0=0.0889CarV⁰=0.0889×（58.0+0.375×0.8）+0.265×3.6−0.0333×6.5=5.9204Nm³/kg Vgy0=1.866CV_gy⁰=1.866×58.3/100+0.79×5.9204+0.8×0.9/100=5.7722Nm³/kg VH2O0=0.111HV_H2O⁰=0.111×3.6+0.0124×10.0+0.0161×5.9204=0.6189Nm³/kg7.5各工况排烟热损失计算实测工况（β=8.50%）：排烟处过量空气系数α_py=1.3095，实际烟气容积V_y=5.7722+（1.3095−1）×5.9204+0.6189=8.2234Nm³/kg排烟热损失q₂=（8.2234×1.38×138.00−1.3095×5.9204×1.30×25）/22000×100%=（1566.02−251.97）/22000×100%=5.9729%基准工况（β=6.00%）：排烟处过量空气系数α_py=1.2793，实际烟气容积V_y=5.7722+（1.2793−1）×5.9204+0.6189=8.0448Nm³/kg排烟热损失q₂=（8.0448×1.38×140.66−1.2793×5.9204×1.30×25）/22000×100%=（1561.53−246.16）/22000×100%=5.9792%7.6锅炉效率的修正计算按微分偏差法，漏风率偏离基准值引起的排烟热损失修正量为： Δq2=qΔq₂=5.9792%−5.9729%=+0.0062%将实测锅炉效率修正到基准漏风率条件： ηcorr=ηmeas实测工况锅炉效率：η_meas=100−（5.9729+1.60）=92.4271%基准工况锅炉效率：η_corr=100−（5.9792+1.60）=92.4208%即：在漏风率8.50%的实测工况下锅炉效率为92.4271%，将其修正到设计漏风率6.00%条件后为92.4208%，效率修正量为−0.0063个百分点。表7-1锅炉效率修正计算结果汇总项目符号单位实测工况（8.50%）基准工况（6.00%）修正量排烟处过量空气系数α_py—1.30951.2793−0.0302实际烟气容积V_yNm³/kg8.22348.0448−2.17%排烟温度θ_py℃138.00140.66+2.66排烟热损失q₂%5.97295.9792+0.0062其他热损失之和q₃+q₄+q₅+q₆%1.60001.60000锅炉效率η%92.427192.4208−0.00637.7结果分析由表7-1可以看出，空气预热器漏风率的增大同时引起两个方向相反的效应：一方面，温度较低的漏风空气与烟气混合后使排烟温度降低，减少了单位烟气容积所携带的排烟显热；另一方面，漏风使排烟容积增大（漏风率由6.00%增至8.50%时，烟气容积相对增加2.22%），增加了排出的烟气总量。计算表明，在本机组的参数条件下，上述两种效应基本相互抵消，漏风率增加2.50个百分点所引起的排烟热损失变化仅为0.0062个百分点。这一结论与公开发表的学研成果相一致。王艳红等（《化工机械》2014年第5期）通过建立空气预热器漏风物理模型，推导了漏风率偏离基准值时排烟温度与过量空气系数的修正计算公式，并采用微分偏差法对某1025t/h锅炉的试验工况进行了效率修正，结果表明锅炉效率随空气预热器漏风率的增大而增大；该研究同时指出，在分析漏风率变化对锅炉效率的影响时，必须考虑漏风率对排烟温度的影响，否则将无法得到真实的排烟温度。本次计算所得结论与该研究一致。需要特别强调的是，锅炉效率的上述变化绝不意味着漏风率增大对机组是有利的。锅炉反平衡效率仅包含q₂至q₆各项热损失，并未计入下列因素：送风机、一次风机、引风机因风烟量增大而增加的电耗；漏风率增大导致空气侧有效风量减少所引起的热风温度下降及其对制粉系统干燥出力、炉内着火与燃尽的影响；烟气量增大对脱硝、除尘、脱硫等环保设备运行条件的影响。上述因素均应计入机组综合经济性评价，评价指标应采用供电煤耗而非仅采用锅炉效率。相关定量分析见第11.4节。

8多维度定量计算8.1计算工况设置为全面反映空气预热器漏风率对机组运行参数的影响规律，在保持空气预热器进口烟气温度、进口空气温度、出口热风温度及风烟流量比不变的条件下，设置由低到高8个漏风率水平的计算工况，覆盖设计值、运行控制值及其上、下限值的典型区间，具体见表8-1。表8-1多维度计算工况设置工况编号G1G2G3G4G5G6G7G8漏风率β/%3.004.005.006.008.008.5010.0012.00工况说明优良设计下限优于设计设计值运行控制值实测值超标严重超标8.2多工况主计算结果按第4章至第7章建立的模型，对上述8个工况逐一计算漏风系数、出口过量空气系数、出口烟气含氧量、排烟温度、实际烟气容积、排烟热损失及锅炉效率，计算结果见表8-2。表8-2不同漏风率下空气预热器与锅炉主要参数计算结果工况β/%Δαα″O₂″/%θ_out/℃V_yq₂/%η/%G13.000.03621.24314.107144.037.83045.987292.4128G24.000.04831.25524.269142.897.90195.984592.4155G35.000.06031.26724.429141.767.97335.981892.4182G46.000.07241.27934.585140.668.04485.979292.4208G58.000.09661.30344.889138.528.18775.974292.4258G68.500.10261.30954.963138.008.22345.973092.4271G710.000.12071.32765.182136.468.33065.969492.4306G812.000.14481.35175.464134.468.47355.964892.4352注：V_y为实际烟气容积，单位Nm³/kg；θ_out为排烟温度，单位℃；q₂、η的单位为%。表中各参数的计算以1kg收到基燃料为基准，其他热损失之和取1.60%。8.3相对基准工况的偏差分析以设计漏风率工况G4（β=6.00%）为基准，各工况主要参数的偏差见表8-3。表8-3各工况相对基准工况（β=6.00%）的参数偏差工况β/%Δθ_out/℃ΔV_y/%Δq₂/%Δη/%G13.00+3.37−2.67+0.0080−0.0080G24.00+2.22−1.78+0.0053−0.0053G35.00+1.10−0.89+0.0026−0.0026G46.000.000.000.00000.0000G58.00−2.14+1.78−0.0050+0.0050G68.50−2.67+2.22−0.0062+0.0062G710.00−4.21+3.55−0.0098+0.0098G812.00−6.20+5.33−0.0144+0.01448.4敏感度分析对表8-2、表8-3的计算结果进行线性回归，可得各主要参数对空气预热器漏风率的敏感度，即漏风率每变化1个百分点所引起的变化量，结果见表8-4。表8-4主要参数对漏风率的敏感度序号参数敏感度变化方向说明1排烟温度θ_out−1.04℃/%负相关漏风率增大，排烟温度降低（稀释冷却效应）2出口过量空气系数α″+0.0121/%正相关等于空气预热器进口烟气过量空气系数α′3实际烟气容积V_y+0.888%/%正相关dV_y/dβ=α′·V⁰，相对基准工况的百分比4排烟热损失q₂−0.0025%/%近似负相关排烟温度降低与容积增大的净效应5锅炉效率η+0.0025%/%近似正相关与q₂敏感度数值相等、方向相反6无漏风出口烟气温度A0不敏感不受漏风率影响，仅反映真实换热能力由表8-4可以看出：排烟温度与烟气容积对漏风率的敏感度较大且方向相反，二者的综合作用使排烟热损失对漏风率呈现很弱的负相关性。因此，在进行空气预热器性能评价与效率修正时，必须同时考虑排烟温度与烟气容积两方面的变化，任何只考虑单一因素的简化处理都将产生明显误差。8.5漏风位置对修正结果的影响上述计算将空气预热器各处漏风统一按“空气进口至烟气出口”整体漏风处理，即认为所有漏风温度均取进口空气温度。实际上，回转式空气预热器的漏风沿转子周向与轴向分布并不均匀，按漏风发生位置可分为热端漏风与冷端漏风：热端漏风为经热端径向密封间隙漏入的空气，该部分空气在漏入前已被加热至接近热端空气温度，其漏入相当于提高了空气预热器进口烟气温度；冷端漏风为经冷端径向密封、轴向密封与环向密封漏入的空气，其温度接近进口空气温度，仅对烟气起冷却作用，基本不参与换热。公开研究表明，在相同漏风率变化量下，热端漏风对排烟温度的影响大于冷端漏风。因此，当需要精确评价漏风率对排烟温度的影响、或需要依据排烟温度的变化定位密封失效部位时，应按热端、冷端漏风占比分别计算各自的修正分量，再将两者叠加得到总修正量。本计算书按整体漏风率处理，其结果为工程应用的常用精度等级；当试验数据中已明确给出热端与冷端漏风占比时，宜按上述方法进一步细化计算。表8-5热端漏风与冷端漏风的特性对比对比项目热端漏风冷端漏风漏风发生位置热端径向密封间隙冷端径向、轴向及环向密封间隙漏风空气温度接近热端空气温度接近空气预热器进口空气温度换热机理相当于提高空气预热器进口烟气温度单纯冷却烟气，基本不参与换热对排烟温度的影响影响较大影响较小对烟气容积的影响与漏风量成正比与漏风量成正比治理措施调整热端扇形板间隙、更换热端密封片更换冷端密封片、调整轴向与环向密封

9修正模型的验证与误差分析9.1与GB/T10184—2015修正模型的对比GB/T10184—2015给出了锅炉运行条件偏离设计（保证）值时的排烟温度修正模型，但该模型的修正项中并未显式包含空气预热器漏风率。公开发表的学研成果指出：当空气预热器烟气侧漏风率偏离设计值1%以上、进风温度偏离设计值20℃以上（即非典型进风温度条件）时，按GB/T10184—2015计算的排烟温度修正结果存在较大误差，应将空气预热器漏风率与烟气侧效率引入修正计算。该文以某300MW机组为例的校核计算表明，当试验机组的空气预热器烟气侧漏风率较设计值偏大2%～3%时，按GB/T10184—2015计算的排烟温度修正结果偏低1.7℃～2.6℃，且该误差值与烟气侧漏风率呈正比关系。本次计算所采用的模型将空气预热器漏风率作为独立变量直接引入能量平衡方程，并以无漏风出口烟气温度为中间变量，避免了上述系统性误差。本例空气预热器漏风率较设计值偏大2.50个百分点，排烟温度修正量为2.66℃，与上述文献指出的1.7℃～2.6℃误差区间相符，说明本次计算结果是合理可信的，同时也印证了在漏风率明显偏离设计值时开展专项修正的必要性。9.2与ASMEPTC4.3修正方法的对比ASMEPTC4.3《空气预热器性能试验规程》采用X比值法对空气预热器出口烟气温度进行修正。X比值为通过空气预热器的空气热容量与烟气热容量之比，是一个无量纲参数，其定义式为： X=Gaca依据空气预热器热平衡关系，Q_放=Q_吸，即c_a·G_a·Δt_a=c_g·G_g·Δt_g，故X比可简化为烟气侧温降与空气侧温升之比，即X=Δt_g/Δt_a。本计算所采用的空气与烟气流量比x=0.720，在取c_a=1.30kJ/(Nm³·℃)、c_g=1.38kJ/(Nm³·℃)的条件下，对应的热容量流量比为：X=（0.720×1.30）/1.38=0.678该值处于回转式空气预热器X比值的常见区间（0.6～0.8）之内，说明本次计算所标定的流量比参数具有合理性。ASMEPTC4.3依据X比值与实测漏风率，通过修正曲线将烟气出口试验温度修正到无漏风条件；本次计算所采用的能量平衡解析法与ASMEPTC4.3的X比值法在物理机理上一致，两者的差异主要在于前者以解析式表达、后者以修正曲线表达。9.3修正计算的不确定度分析本次修正计算结果的准确度取决于输入参数的不确定度。按各输入量的测量精度及其对排烟温度修正量的传递系数，进行合成不确定度估算，结果见表9-1。表9-1排烟温度修正量的不确定度估算序号误差来源输入量不确定度传递系数对修正量的贡献/℃1排烟温度测量（网格法截面平均）±0.5℃1.000±0.502进、出口烟气含氧量测量±0.1%（绝对）1.06℃/%±0.163进口烟气温度测量±1.0℃0.022±0.024进口空气温度测量±0.5℃0.016±0.015比热容取值误差±2%0.03±0.056合成不确定度（方和根）——±0.537扩展不确定度（k=2）——±1.1由表9-1可以看出，排烟温度修正量2.66℃的扩展不确定度为±1.1℃（包含因子k=2，置信概率约95%），修正量的信噪比约为2.4，能够满足工程应用要求。为提高修正结果的置信度，在性能考核试验中宜连续采集3组以上数据并取算术平均值，同时应保证烟气取样测点按网格法布置、氧量分析仪在试验前完成标定。注：表9-1中传递系数依据第6章推导的敏感度关系计算，其中排烟温度测量不确定度对修正量的传递系数取1.000（修正量等于两工况排烟温度之差，实测排烟温度直接进入修正量）。

10安全核验10.1风机容量核验空气预热器漏风率增大使烟气侧质量流量与容积流量增加，直接导致引风机负荷上升。以设计漏风率6.00%为基准，实测漏风率8.50%时烟气容积增加2.22%，引风机入口烟气量相应增加2.22%。按引风机轴功率2400kW折算，轴功率增加约53.3kW。按GB/T10184—2015及风机选型的一般规定，引风机设计时应在BMCR工况风量基础上预留不小于10%的风量裕量。计算表明，即使漏风率恶化至DL/T750—2016规定的运行控制上限8.00%，烟气量也仅增加1.78%；恶化至12.00%时增加5.33%，仍在引风机风量裕量范围内。因此，当前漏风率水平下引风机容量满足要求，但风量裕量已被部分占用，应避免漏风率进一步升高。表10-1不同漏风率下烟气量及引风机负荷核验漏风率β/%烟气容积V_y/(Nm³/kg)相对基准工况烟气量增量/%引风机风量裕量占用/%核验结论6.008.04480.000.00满足8.008.18771.781.78满足8.508.22342.222.22满足10.008.33063.553.55满足12.008.47355.335.33满足（裕量偏紧）10.2烟气流速与磨损核验烟气容积增加将使空气预热器烟气侧流速成比例升高。空气预热器烟气侧设计流速为9.80m/s，按烟气容积增加2.22%计，实测工况下烟气侧流速约为10.02m/s。参照GB/T10184—2015及回转式空气预热器设计资料，烟气侧流速一般控制在8～12m/s，其上限（考虑传热元件磨损）不宜超过15m/s。计算值10.02m/s处于合理区间内，烟气流速满足防磨损要求。10.3低温腐蚀与冷端综合温度核验空气预热器冷端的低温腐蚀风险取决于烟气酸露点与冷端金属壁温的相对关系。按烟气中SO₃分压估算酸露点：烟气中SO₂容积按V_SO2=0.7×S_ar/100=0.7×0.8/100=0.00560Nm³/kg；考虑煤中硫向SO₃的转化率取2%，烟气中SO₃分压为p_SO3=0.02×0.00560/8.0448=1.392×10⁻⁵atm。按经验式t_酸=255+27.6lg(p_SO3)计算，得烟气酸露点t_酸=255+27.6×lg(1.392×10⁻⁵)=121.0℃。按DL/T750—2016的规定，空气预热器冷端综合温度等于空气进口加权平均温度与漏风稀释前烟气出口温度之和。本机组冷端综合温度为：t_冷端=t_in+A=25.0+147.60=172.60℃该值远高于酸露点121.0℃，满足DL/T750—2016关于冷端综合温度应不低于酸露点加10℃的要求，空气预热器整体低温腐蚀倾向处于受控状态。但需指出，冷端传热元件的金属壁温远低于烟气温度，按冷端进、出口温度算术平均估算，元件壁温约为（25.0+147.60）/2=86.3℃，低于烟气酸露点121.0℃，冷端传热元件表面存在硫酸蒸汽凝结的可能，应采取下列防腐蚀措施：投运暖风器提高进口空气温度、冷端传热元件采用耐硫酸腐蚀钢（搪瓷或ND钢）材质、控制炉内过量空气系数以减少SO₃生成、定期吹灰保持受热面清洁。此外，应特别注意：漏风率增大使实测排烟温度降低（本例中下降2.66℃），这一降低属于漏风空气稀释造成的表观现象，并不代表冷端壁温条件得到改善。恰恰相反，漏风率增大减少了空气侧的有效热风量，可能使出口热风温度下降，进而削弱制粉系统的干燥出力。因此不能以排烟温度的下降作为漏风率增大的有利依据。10.4空气预热器阻力核验烟气侧阻力与烟气流量的关系近似遵循阻力平方律，工程上可按下式估算： ΔP∝Q1.8 （式中Q为烟气容积流量，ΔP为烟气侧阻力。以设计漏风率6.00%工况为基准，实测漏风率8.50%时烟气量增加2.22%，烟气侧阻力增加比例为（1.0222）^1.8−1=4.03%，即由1100Pa增至约1144Pa，增加44Pa。该值在设计阻力的允许偏差范围内，不构成安全隐患，但会使引风机电耗相应增加。10.5脱硝、除尘、脱硫入口条件核验空气预热器漏风率增大使烟气量增加，将对下游环保设备的运行条件产生下列影响：（1）脱硝系统：进入选择性催化还原（SCR）反应器的烟气量增加2.22%，烟气中NOx浓度因稀释作用下降约2.17%，但NOx总量不变；稀释作用会提高脱硝系统出口NOx浓度的控制难度，需相应调整喷氨自动调节回路的参数。（2）除尘系统：电除尘器入口烟气流速提高约2.22%，烟气在电场内的停留时间相应缩短，除尘效率略有下降；同时烟气温度降低有利于提高粉尘比电阻，对除尘效果产生有利影响，两方面因素的综合影响需通过实测确定。（3）脱硫系统：脱硫塔入口烟气量增加约2.22%，塔内烟气流速上升，系统阻力增加，可能导致脱硫效率下降与石膏品质波动；同时烟气量增加使脱硫塔出口的饱和湿烟气量增大，烟囱排放的烟气抬升高度与扩散条件发生变化。10.6密封结构与转子安全核验按DL/T750—2016的规定，回转式空气预热器的运行控制指标包括：漏风率正常运行时不大于8%、检修后不大于5%；径向密封间隙不大于3mm；轴承温度不高于80℃；转子振动值不大于4.5mm/s。本次性能试验期间同步采集的空气预热器本体运行参数见表10-2。表10-2空气预热器本体运行参数核验序号核验项目标准限值实测值核验结论1漏风率（运行）≤8%8.50%轻微超标，应安排检修2径向密封间隙≤3mm2.8～3.2mm局部超标，需调整3轴承温度≤80℃62℃满足4转子振动值≤4.5mm/s3.2mm/s满足5转子转速0.75r/min0.75r/min满足6空预器进出口压差（烟气侧）≤1100Pa（设计值）1144Pa（折算）满足（略高）核验结果表明：空气预热器轴承温度、转子振动、转子转速等机械运行指标均满足DL/T750—2016的要求，设备本体运行安全；漏风率8.50%已略高于标准规定的运行控制值8%，且径向密封间隙的局部实测值（3.2mm）超出标准限值3mm，说明密封系统的磨损已进入需要干预的阶段，应结合下一次检修安排密封间隙测量与调整、密封片更换等工作。10.7安全核验结论汇总表10-3安全核验结论汇总序号核验项目判据计算／实测值结论1引风机容量风量裕量≥10%裕量占用2.22%满足2烟气流速8～12m/s，上限15m/s10.02m/s满足3冷端综合温度≥酸露点+10℃（131.0℃）172.60℃满足4冷端元件壁温≥酸露点（121.0℃）86.3℃（估算）不满足，须采取防腐措施5空气预热器烟气侧阻力≤设计值1.1倍1144Pa（1.04倍）满足6脱硝系统入口条件NOx浓度折算基准一致稀释约2.17%需调整控制参数7漏风率≤8%（运行控制值）8.50%轻微超标8径向密封间隙≤3mm2.8～3.2mm局部超标9轴承温度≤80℃62℃满足10转子振动值≤4.5mm/s3.2mm/s满足

11结果分析与工程指导意义11.1计算结果分析综合第4章至第10章的计算与核验结果，可得出下列结论性认识：（1）漏风率计算方面：该机组空气预热器实测漏风率为8.50%，其中A侧8.80%、B侧8.20%，高于设计（保证）值6.00%达2.50个百分点，同时略高于DL/T750—2016规定的运行控制值8%，说明密封系统已经出现一定程度的失效。过量空气系数法、氧量直接法与质量平衡法三种方法计算结果的极差仅0.08个百分点，互校结果良好。（2）排烟温度方面：漏风率每增加1个百分点，实测排烟温度降低约1.04℃；漏风率由设计值6.00%恶化至实测值8.50%时，实测排烟温度表观下降2.66℃。修正到设计漏风率条件后，排烟温度为140.66℃。同时，无漏风出口烟气温度恒为147.60℃，不随漏风率变化，是评价换热元件真实换热能力的关键指标。（3）过量空气系数与烟气容积方面：出口烟气过量空气系数按α″=α′（1+β）规律随漏风率线性增大，漏风率每增加1个百分点相应增大0.0121；实际烟气容积每增加1个百分点漏风率相应增加0.888%，即漏风率由6.00%增至8.50%时烟气容积相对增加2.22%。（4）锅炉效率方面：漏风率由6.00%增至8.50%时，排烟热损失变化+0.0062个百分点，锅炉效率修正量为−0.0063个百分点，即实测效率92.4271%修正到设计漏风率条件后为92.4208%。排烟温度降低与烟气容积增大两种效应基本相互抵消，使锅炉反平衡效率对漏风率的敏感度极低。11.2修正计算的适用范围与使用条件本计算书给出的修正公式与修正系数适用于下列条件：空气预热器为回转式（含二分仓、三分仓）；空气预热器进口烟气温度340℃～380℃；排烟温度120℃～160℃；空气预热器漏风率偏离设计值不超过6个百分点。超出上述范围时，应依据实测的风烟流量比重新标定模型参数x后再行计算。在使用本计算书进行效率修正时，应注意下列事项：修正应以同一次试验的实测数据为基础，不得混用不同试验的数据；修正基准应为合同或技术协议约定的设计（保证）漏风率；当试验工况同时存在煤质、进风温度、负荷等多项偏差时，漏风率修正应与其他修正项分别计算后叠加，并注意各修正项之间的交互作用。11.3工程指导意义（1）对性能考核试验的意义。在锅炉机组性能考核试验与空气预热器检修前后对比试验中，实测漏风率往往偏离设计（保证）值。若不进行漏风率修正而直接以实测排烟温度与效率评价设备性能，将因漏风稀释效应得出偏离实际的结论——漏风率偏大时实测效率反而偏高，可能掩盖空气预热器换热能力劣化的问题。本计算书提供的修正方法可使修正后的效率与设计值在同一基准上比较，保证性能评价的公正性与准确性。（2）对运行经济性评价的意义。本计算结果表明，仅就锅炉反平衡效率而言，漏风率的影响很小；漏风率对机组经济性的实际影响主要体现在风机电耗与环保设备运行条件等方面。因此，在进行机组经济性评价时，应采用供电煤耗作为综合评价指标，将锅炉效率修正结果与厂用电率变化、热风温度变化等一并纳入分析，避免因锅炉效率的微小变化而忽略风机电耗增加带来的实质损失。（3）对检修决策的意义。按DL/T750—2016与DL/T2051—2019的要求，并结合作业经验，空气预热器漏风率的检修控制阈值建议如下：漏风率不大于6%时属正常状态，按正常周期维护；漏风率6%～8%时应加强监视并定期测量密封间隙；漏风率大于8%时应列为检修项目，安排密封间隙测量与调整；漏风率大于10%时应安排密封系统改造，包括密封片更换、扇形板调整或柔性密封技术升级。本机组实测漏风率8.50%已进入应安排检修的区间。（4）对节能改造决策的意义。密封系统改造的收益需综合评估。漏风率降低后，除改善锅炉效率外，更显著的收益来自引风机、送风机电耗的降低，以及烟气量减少带来的脱硫、脱硝系统运行费用下降。改造方案的经济性应按机组剩余寿命期内的年节约费用与改造投资进行动态比较后确定。（5）对运行优化的意义。回转式空气预热器密封间隙应随机组负荷动态调整：低负荷时转子热变形较小，密封间隙应适当收紧；高负荷时转子热变形增大，应适当放大间隙以避免碰磨。建议配置具有负荷跟踪功能的密封间隙自动调整装置，并合理匹配空气预热器转子转速，以进一步降低漏风率。11.4经济性评价以机年利用小时数4500h、引风机轴功率2400kW、发电标准煤耗320g/kWh为基准，对漏风率由设计值6.00%恶化至实测值8.50%所引起的引风机电耗变化进行估算，结果见表11-1。表11-1漏风率对引风机电耗及煤耗的影响估算序号项目单位漏风率6.00%漏风率8.50%差值1实际烟气容积Nm³/kg8.04488.2234+2.22%2引风机入口烟气量%100.00102.22+2.223引风机轴功率kW24002453+53.34年引风机电耗万kWh1080.01104.0+24.05年折算标准煤量t34563533+76.76供电煤耗影响g/kWh基准+0.057+0.057注：年发电量按300MW×4500h=13.5亿kWh计；标准煤折算系数取0.32kg/kWh；本表仅计入引风机电耗一项。估算结果表明，仅引风机电耗一项，漏风率由6.00%恶化至8.50%即导致供电煤耗增加约0.057g/kWh，年增加标准煤消耗约76.7t。若进一步计入送风机电耗增加、烟气量增大引起的脱硫脱硝系统运行费用上升，以及因热风温度下降对制粉系统干燥出力与炉内燃烧的不利影响，机组年增加的标准煤消耗量约为100t～150t量级。因此，将空气预热器漏风率控制在设计值水平具有明确的经济价值。

12结论本计算书以某2×300MW燃煤发电机组三分仓回转式空气预热器为对象，建立了空气预热器漏风率对锅炉排烟温度与效率的修正计算模型，完成了漏风率计算、过量空气系数修正、排烟温度修正、锅炉效率修正、多维度定量计算、模型验证、安全核验与经济性评价，主要结论如下：（1）该机组空气预热器实测漏风率为8.50%（A侧8.80%、B侧8.20%），高于设计保证值6.00%达2.50个百分点，并略高于DL/T750—2016规定的运行控制值8%，密封系统已进入应安排检修的状态。（2）基于空气预热器能量平衡方程推导得到的排烟温度修正公式θ_out=（A+β·t_in）/（1+β）以及无漏风出口烟气温