黃建平，胡志勇，吳小明，陳廣偉，陳軍華，孫海峰

(1.華電電力科學研究院有限公司，浙江 杭州 310030；2.華電濰坊發(fā)電有限公司，山東 濰坊 261000)

1 引言

回轉式空預器是一種普遍應用于大型電站鍋爐的蓄熱式熱交換設備[1]，我國200MW及以上機組基本配置三分倉回轉式空預器[2]。選擇性催化還原(SCR)煙氣脫硝技術是煙氣脫硝主流技術[3]，在國內外燃煤電廠中得到廣泛應用[4-8]。近年隨著煙氣脫硝技術的應用，特別是燃煤電站煙氣超低排放工程實施及應用以來，硫酸氫銨(ABS)引起的回轉式空預器堵灰問題較為突出[9-12]，嚴重影響機組運行安全性和經(jīng)濟性。關于回轉式空預器中硫酸氫銨生成，國內外學者做了相關研究。在燃煤電站鍋爐空預器煙氣環(huán)境下，硫酸氫銨生成的前驅物為SO3、NH3、和H2O[14-15]，其中SO3主要來源有兩方面，一方面是煙氣流經(jīng)換熱面時部分煙氣中的SO2被Fe、飛灰中的金屬氧化物催化氧化生成[13]；另一方面SCR脫硝過程中催化劑的活性組分V2O5會將部分SO2氧化為SO3[16-19]。

雷健康等[18]研究指出，硫酸氫銨在空預器冷段溫度區(qū)間呈液態(tài)，具有強黏性，極易與煙灰顆粒結合并黏附在蓄熱板表面，造成空預器冷段積灰。硫酸氫銨黏結性積灰會引起設備煙氣側壓降增大，送、引風機過載，影響鍋爐安全運行[20]。劉建民[21]等重點分析了蓄熱片表面酸凝結對硫酸氫銨生成和沉積方式的影響。范蕓珠[22]、馬雙忱等[23]指出硫酸氫銨的形成是溫度和反應物體積分數(shù)的函數(shù)，其形成溫度在220～261℃，硫酸氫銨揮發(fā)溫度173.7℃,熱力學分解溫度為447.18℃。焦坤靈等[24]對硫酸氫銨生成方式、生成溫度、沉積溫度、露點溫度、純硫酸氫銨的分解行為以及催化劑對硫酸氫銨分解的影響等硫酸氫銨相關性質進行了綜述。楊煒櫻[25]指出煙氣流經(jīng)空預器后SO3濃度下降0.8×10-6～2.3×10-6，并在SCR脫硝催化劑和空預器沉積物中發(fā)現(xiàn)硫酸銨鹽，表明硫酸銨鹽會在SCR反應器和空預器內沉積。張玉華[26]認為，SCR反應器內生成硫酸氫銨過程是可逆過程，生成的硫酸氫銨一部分在催化劑表面沉積，另一部分以可凝結細顆粒的形式流出SCR脫硝系統(tǒng)；而一部分生成硫酸氫銨的前驅物會在空預器內反應生成硫酸氫銨。鄭方棟[27]發(fā)現(xiàn)沉積溫度與氨和SO3濃度積的對數(shù)值呈正相關關系。晁晶迪[28]對硫酸氫銨的沉積溫度進行了研究，認為硫酸氫銨熔點為147℃，露點溫度為200℃左右，而空預器溫度為140～300℃，硫酸氫銨多為液態(tài)或氣態(tài)，尤其是空預器冷段硫酸氫銨處于液態(tài)，具有較強的腐蝕性和黏性[31-32]，易造成SCR反應器內催化劑的微孔堵塞和空預器的積灰堵塞。高磊[29]通過研究，認為硫酸氫銨在催化劑表面的沉積是溫度和反應物濃度雙重作用的結果。胡勁逸[30]認為，對于中低硫煤，硫酸氫銨在空預器內的初始生成溫度在200～220℃，且高硫煤的硫酸氫銨初始生成溫度更高。鄧悅[15]研究發(fā)現(xiàn)硫酸氫銨生成溫度在220～261℃，其生成溫度隨反應物NH3和H2SO4濃度乘積的升高而升高。硫酸氫銨的沉積受空氣預熱器冷段壁溫限制[23]。閻維平[2]等指出回轉式空預器設計時需要合理選擇暖風器進口風溫使熱段最下端金屬受熱面的最低壁溫高于煙氣酸露點溫度。王一坤等[1]通過研究，認為空預器漏風率的增大會降低排煙溫度，加速空預器冷熱端低溫腐蝕。

此外，根據(jù)工程實踐經(jīng)驗，回轉式空預器內部結構對硫酸氫銨沉積產生影響[3]。當流體通過蓄熱元件層與層之間分界面時，煙氣會產生擾動，這種擾動有利于硫酸氫銨沉積物的形成。有分層的空預器中，上游換熱器模塊的尾部邊緣和下游換熱器模塊的前部邊緣都是容易發(fā)生沉積的區(qū)域，蓄熱元件的板型不同也將對吹灰器吹掃效果產生影響?？疹A器的堵灰除了與空預器元件層數(shù)有關，還與空預器冷段換熱原件的材料和板型有關[31-35]?？嫉卿摬馁|、表面使用硅作涂層或者表面涂搪瓷的金屬材料，可以增加蓄熱元件的光滑度[33]，采用封閉通道板型可減小吹掃介質動量衰減，有利于提升回轉式空預器吹掃效果[34]。

2 研究方法

2.1 研究對象

2.1.1 機組概況及存在問題

某電廠670MW超臨界參數(shù)直流鍋爐是由上海鍋爐廠有限公司生產制造，單爐膛、一次再熱、四角切圓燃燒、平衡通風、露天布置、固態(tài)排渣、全鋼構架、全懸吊結構Π型鍋爐，型號為：SG-2102/25.4-M954。設計燃用收到基硫分1.2%的貧煤，實際入爐煤收到基硫分平均為1.7%。

脫硝系統(tǒng)投運之后，尤其是機組超低排放改造完成之后，機組原回轉式空預器煙氣側差壓大幅偏離設計值(1.1kPa)，實際運行中空預器煙氣側差壓最高已接近5kPa，嚴重影響機組接帶負荷，在迎峰度夏期間機組多次降出力運行。經(jīng)過檢修期間解體排查，蓄熱元件存在較為嚴重的硫酸氫銨(ABS)堵塞腐蝕。

偏高的空預器煙氣側阻力對空預器、引風機等輔機設備帶來了較大的運行壓力，長周期運行依靠提高原回轉式空預器吹灰頻次進行維持，高頻次的吹灰導致原回轉式空預器蓄熱元件吹損嚴重，換熱性能下降，與此同時回轉式空預器煙風阻力仍居高不下，且呈現(xiàn)明顯的增大趨勢。原回轉式空氣預熱器系統(tǒng)無法足機組長周期安全穩(wěn)定運行的需要。

2.1.2 回轉式空預器和熱管式空預器

原設計2臺三分倉容克式空氣預熱器，型號為2-32.5VI(T)-2185SMRC，一、二次風分隔布置，一、二次風占倉格角度分別為50°、130°，轉子內徑Φ14.236m，受熱面高度為2185mm，熱段、中溫段、冷段蓄熱元件高度330、1000、950mm。

熱管是一種利用介質相變恒溫傳熱的元件，通過在全封閉真空管內工質的蒸發(fā)與凝結來傳遞熱量，具有較高的導熱性(如圖1所示)。由熱管組成的換熱器恒溫換熱可有效防止露點腐蝕，每根熱管都是相對的密閉單元，系統(tǒng)安全可靠性高。

圖1 熱管空預器示意

2.2 優(yōu)化設計方案

根據(jù)該廠回轉式空預器硫酸氫銨沉積堵塞因素分析，擬通過回轉式空預器蓄熱元件優(yōu)化改造+增設熱管式空氣預熱器的技術方案加以緩解。

(1)通過提高蓄熱元件“三段改兩段”，提高冷段蓄元件高度，使得147～220℃區(qū)域的第一類硫酸氫銨集中沉積在冷段元件，避免跨層沉積的問題。

根據(jù)核算，蓄熱元件三段改為二段，熱端蓄熱元件高度為975mm，采用碳鋼，板型為增強換熱板型；冷段蓄熱元件高度為1200mm。

(2)冷段元件采用獨立通道大波紋板型，并采用鍍搪瓷材料，增強吹灰器介質吹掃效果，使得第一類硫酸氫銨的沉積得到有效控制。

(3)通過增設熱管式空氣預熱器，提高回轉式空預器冷段元件金屬壁溫至酸露點之上，避免出現(xiàn)第二類硫酸氫銨沉積，同時加熱后的進口風溫高于水露點，回轉式空預器出現(xiàn)無法避免的漏風時亦不會影響第二類硫酸氫銨沉積。

在回轉式空預器下游，增設熱管式空預器，把原回轉式空預器部分低溫段換熱負荷轉移到新設置的熱管空預器上。熱管換熱器吸熱段插在煙道內，放熱端插在空預器入口一次風和二次風風管內，利用熱管飽和蒸汽相變傳熱特性，直接加熱一二次風。熱管換熱器有效提升回轉式空預器冷段蓄熱元件溫度，同時相對于增加了一級空預器預熱器受熱面，能一定幅度降低排煙溫度，達到節(jié)能的目的。

2.3 測試參數(shù)及方法

2.3.1 硫酸氫銨(ABS)物理特性

1982年，Radian公司建立了空氣預熱器硫酸氫銨生成的動力學方程[36]，用Radian數(shù)來表示空氣預熱器中硫酸氫銨生成反應速率。

Radian=[SO3]×[NH3]×(TIFT-Trep)

(1)

式中：TIFT為硫酸氫銨形成的初始溫度，℃；Tcold為空氣預熱器冷段綜合溫度，℃；Trep為離開氣體平均溫度，℃，Trep=0.7×Tcold,end+0.3×Texit,end，其中Tcold,end為空氣預熱器冷段金屬溫度，℃，Texit,end為空氣預熱器煙氣出口溫度，℃；[SO3]、[NH3]分別為煙氣中SO3和NH3的體積分數(shù)，根據(jù)馬雙忱等[23]研究，高硫煤(w(S)約為3.0%)、中硫煤(w(S)約為1.7%)、低硫煤電廠中煙氣的SO3體積分數(shù)分別約為50×10-6、28×10-6和12×10-6[23]，對于中低硫煤電廠，TIFT為200～220℃，高硫煤電廠TIFT要高一些。Radian數(shù)值越大表示硫酸氫銨形成的可能性越高。硫酸氫銨熔點為147℃沸點為491℃，摩爾恒壓熱容cp為193J/(mol·k)。粘度為0.1～0.2Pa·S，密度為1.78g/ml(154℃)。

該廠入爐煤收到基硫分均值1.7%屬于中硫煤，對應的TIFT上限220℃，硫酸氫銨在147℃以上呈液態(tài)，從硫酸氫銨物理特性可知，若硫酸氫銨生成來源于煙氣中氣態(tài)SO3、NH3、H2O反應生成，這部分硫酸氫銨沉積區(qū)域主要分布于蓄熱元件壁溫147～220℃范圍。

根據(jù)劉建民等[21]研究成果，蓄熱片表面酸凝結對硫酸氫銨生成和沉積方式產生重要影響，并推斷空預器蓄熱片表面硫酸氫銨主要有3個來源：一是氣體硫酸蒸汽與氨氣發(fā)生均相反應生成的硫酸氫銨，并冷凝沉積在蓄熱片表面；二是凝結在蓄熱片表面的凝結硫酸與煙氣中氣態(tài)NH3反應生成的硫酸氫銨；三是凝結硫酸與飛灰中吸附的氨氣或硫酸銨反應生成的硫酸氫銨。

可見，回轉式空預器中沉積的硫酸氫銨根據(jù)SO3來源及形態(tài)的不同，可分為兩類，第一類為氣體硫酸蒸汽與氨氣生成，并沉積于147～220℃壁溫區(qū)域；第二類為凝結在蓄熱元件冷段的硫酸與氨氣或飛灰吸附的氨氣、硫酸銨等反應生成，主要沉積于冷段壁溫低于酸露點的區(qū)域。

為分析該670MW超臨界鍋爐回轉式空預器蓄硫酸氫銨沉積原因，需了解蓄熱元件壁溫、表面凝結硫酸的分布情況，下面對蓄熱元件壁溫、煙氣酸露點等進行校核計算。

2.3.2 蓄熱元件金屬壁溫及酸露點核算

根據(jù)回轉式空氣預熱器的工作原理(見圖2)，利用有限差分法對回轉式空氣預熱器的轉子所在空間進行離散化，將蓄熱體所在空間進行網(wǎng)格化得到若干小單元體。r、z和θ分別表示回轉式空氣預熱器轉子的徑向、軸向和切向。

圖2 轉子有限控制體積示意圖

基于能量守恒原理，可以得到控制體的熱平衡方程：

(2)

根據(jù)回轉式空氣預熱器實際運行的特點，為了便于進行數(shù)學求解，作出了如下假設：

(1)在轉子的入口端面上，煙氣和空氣的溫度和成分均勻分布；

(2)煙氣和傳熱元件金屬的物性參數(shù)只與溫度有關系；

(3)忽略煙氣和空氣的導熱，以及與傳熱元件的輻射換熱；

(4)忽略攜帶漏風對預熱器傳熱的影響；

(5)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，只考慮蓄熱體在軸向的導熱。

根據(jù)以上假設，方程(2)可以簡轉化為：

(3)

三項代表了分別由煙氣或空氣攜帶、蓄熱體攜帶、蓄熱體導熱進入控制體積的能量。式中，t表示氣體的溫度；m表示氣體的質量流量；c表示氣體的比熱容；T表示蓄熱體傳熱元件的溫度；M表示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表示蓄熱體金屬的比熱容；ψ表示傳熱元件占轉子空間的份額。

在控制體積中，流體與蓄熱體之間存在相互傳熱，傳熱方程可以被表示為：

(4)

結合式(3)、式(4)，利用計算程序實現(xiàn)空預器蓄熱元件有限差分法進行計算，可得到蓄熱元件金屬壁溫分布。

根據(jù)式(1)可知，在入爐煤煤質、SCR出口氨逃逸、回轉式空預器結構等邊界條件已定的前提下，空預器進口煙溫、排煙溫度、進口風溫等運行參數(shù)越低的工況，越有利于硫酸氫銨沉積。該機組最低運行負荷為50%ECR，該工況下回轉式空預器進口煙溫僅283.8℃，該地區(qū)冬季最低月平均氣溫-8℃，根據(jù)冬季運行記錄，鍋爐蒸汽暖風器冬季未及時投運。50%ECR工況邊界條件如表1所示。根據(jù)熱管空預器布置方案，以表2中數(shù)據(jù)為相應的方案的邊界條件。

表1 50%ECR工況邊界條件

表2 熱管式空預器設計邊界條件

2.3.3 排煙溫度

空預器排煙溫度對煤耗的影響采用熱偏差法計算，計算見公式(5)：

(5)

式中：Wg為干煙氣量，kg/kg；cpg為干煙氣平均比熱，kJ/(kg·℃)；Qnet為燃煤低位發(fā)熱量，kJ/kg；mg為煙氣中水蒸汽量，kg/kg；cg為煙氣中水蒸汽平均比熱容，kJ/(kg·℃)；△t為排煙溫度變化量，℃。

2.3.4 輔汽消耗

該機組改造前冬季工況暖風器滿出力運行，夏季工況不投暖風器。根據(jù)運行工況可計算出冬季工況暖風器系統(tǒng)少消耗輔汽量再乘0.5的利用系數(shù)即可得到全年平均量。

2.3.5 風機電耗

核算阻力下降對風機出力的影響?？疹A器阻力下降，可以減少風機功率，計算見公式(6)：

(6)

式中：△Ps為風機軸功率的變化量，W；VL為風機入口體積流量，m3/s；△P為煙風道阻力變化，Pa；ηf為風機的效率，%。

3 結果與討論

3.1 蓄熱元件金屬壁溫

依據(jù)表1中運行參數(shù)及回轉式空預器結構尺寸等數(shù)據(jù)，采用計算程序對蓄熱元件金屬壁溫進行了核算，核算結果如表3所示。綠色部分為回轉式空預器蓄熱元件高度，藍色部分表示單元體所占煙氣倉格角度，灰色部分表示蓄熱元件壁溫147～220℃分布區(qū)域。

50%ECR工況下，蓄熱元件內部從590mm高度至1378mm高度處于硫酸氫銨沉積區(qū)(第一類硫酸氫銨沉積區(qū))，跨越了冷段、中溫段蓄熱元件，易發(fā)生硫酸氫銨跨層沉積。

根據(jù)入爐煤基硫分1.7%，采用蘇聯(lián)1973年鍋爐熱力計算標準中推薦的酸露點計算公式[37]，煙氣酸露點計算結果為97℃。表3中橙色區(qū)域為第二類硫酸氫銨沉積區(qū)，即0～289mm高度范圍蓄熱元件金屬壁溫處于酸露點以下，冷段壁面酸凝結，加劇了煙氣中氣態(tài)NH3、飛灰吸附的NH3與凝結的酸反應生成硫酸氫銨，造成空預器快速堵塞。

研究發(fā)現(xiàn)，在考慮噴氨對煙氣水蒸氣的影響時，煙氣中的水露點一般在30～60℃，空預器冷段0～41mm范圍存在部分壁溫低于水露點的區(qū)域，考慮到回轉式空預器冷段的漏風，蓄熱元件局部存在低于水露點的情況，將造成大量酸冷凝，間接影響了硫酸氫銨的沉積。

通過計算，對于該機組回轉式空預器，將進口冷風溫度提升至64℃以上可將蓄熱元件壁溫提升至酸露點以上，是較為合理的溫度邊界，如表4、圖3所示。從表4可知，改造后第一類硫酸氫銨沉積區(qū)(147～220℃)分布于冷段258～1066mm高度區(qū)域，且冷段最低金屬壁溫為104.4℃，高于計算的煙氣酸露點97℃。

表3 50%ECR工況下空預器蓄熱元件壁溫分布計算結果

表4 提高空預器進風溫度至64℃，50%ECR工況下空預器蓄熱元件壁溫分布計算結果

從圖3可知：

(1)改造前第一類硫酸氫銨沉積區(qū)(AB段)跨越冷段和中溫段分界，改造后第一類沉積區(qū)(CD段)較改造前整體下移了約300mm，結合蓄熱元件分段優(yōu)化設計，第一類硫酸氫銨沉積區(qū)(CD段)分布于冷段高度內，避免了跨層沉積。

(2)改造前存在第二類硫酸氫銨沉積區(qū)(EF段)，改造后通過提升進口風溫至64℃以上，使得所有冷段元件壁溫均高于酸露點97℃，避免了第二類硫酸氫銨沉積區(qū)的出現(xiàn)。

根據(jù)計算結果，對改造前后回轉式空預器、熱管式空預器的煙氣熱負荷進行了對比，結果如圖4所示。從圖4可知，改造后不同負荷下熱管式空預器承擔了14%～17%的煙氣熱負荷。

圖3 改造前、后50%ECR工況下回轉式空預器蓄熱元件壁溫分布沿高度變化情況

圖4 改造前、后50%ECR工況下回轉式空預器蓄熱元件壁溫分布沿高度變化情況

結合該廠實際運行情況，對回轉式空預器硫酸氫銨沉積原因推斷如下：

(1)低負荷工況下空預器進口煙溫僅283.8℃，一方面較低的入口煙溫使得第一類硫酸氫銨沉積區(qū)上移，出現(xiàn)跨層沉積；另一方面，使得低負荷工況下排煙溫度降低，冷段金屬壁溫低于酸露點，冷段壁面酸凝結導致發(fā)生第二類硫酸氫銨沉積并與飛灰結合快速堵塞空預器。

(2)回轉式空預器漏風率達9%～10%，冷風以較低的環(huán)境溫度泄漏至煙氣側，造成局部蓄熱元件出現(xiàn)酸冷凝、水冷凝等，造成硫酸氫銨沉積堵塞。

(3)冬季工況鍋爐暖風器系統(tǒng)未能及時投運，使得空預器冷段出現(xiàn)酸凝結，加劇了第二類硫酸氫銨沉積，雖后期投運暖風器，回轉式空預器冷段壁溫遠未達到硫酸氫銨揮發(fā)、分解溫度，已經(jīng)發(fā)生硫酸氫銨沉積的區(qū)域不能復原。

(4)低負荷運行工況鍋爐過量空氣系數(shù)較高，爐膛出口氧量可達6%～7%，鍋爐分級燃燒效果變差，原始氮氧化物生產量增加，為保障超低排放指標，SCR系統(tǒng)易采用多噴、過噴運行方式，增加了煙氣中氨逃逸。

3.2 排煙溫度

分別核算了改造前、后在100%THA、50%THA工況下的無漏風排煙溫度，如表5所示。

表5 改造后排煙溫度變化核算 ℃

改造后將回轉式空預器、熱管空預器當成一個空預器整體，100%ECR、75%ECR、50%ECR工況下熱管出口煙氣溫度無漏風折算后分別為134.3、128.5、114℃。

基于回轉式空預器換熱效率不變，將進口風溫折算至24℃(蒸汽暖風器空氣溫升32℃，即可將冷風從-8℃提升至24℃)，無熱管式空預器時，100%ECR、75%ECR、50%ECR工況下回轉式空預器出口無漏風煙溫分別為137.5、131.6、117.4℃。

相對于空預器蓄熱元件改造后，預期在不同工況下無漏風排煙溫度平均降低3.3℃。

鍋爐排煙溫度相對下降3.3℃，約提高鍋爐效率0.17%，降低發(fā)電煤耗0.51g/(kW·h)。

3.3 輔汽消耗

核算過程如表6所示。

表6 節(jié)省輔汽量核算

據(jù)測算，每節(jié)約1t/h四段輔汽可降低發(fā)電煤耗約0.07g/(kW·h)，改造后平均減少6.8t/h輔汽消耗，降低發(fā)電煤耗0.48g/(kW·h)。

3.4 風機電耗

根據(jù)改造前、改造后不同工況下風機流量、壓升變化，計算得到風機總電耗平均變化為-1678kW。核算過程如表7所示。

表7 風機電耗變化核算

3.5 節(jié)能收益核算

該機組運營基礎數(shù)據(jù)如下：

(1)上網(wǎng)電價：0.402元/(kW·h)；

(2)含稅標煤單價：879.3元/t；

(3)機組年利用小時數(shù)：4845h；

(4)機組年發(fā)電量：32.46億(kW·h)；

根據(jù)不同工況下改造前、后排煙溫度、風機電耗、輔汽消耗等平均變化情況，可知加裝熱管空預器后排煙溫度降低3.3℃、輔汽消耗平均減少6.8t/h，可降低機組供電煤耗0.99g/(kW·h)。機組年發(fā)電量32.46億(kW·h)，則全年節(jié)煤3214t，含稅標煤單價879.3元/t，全年節(jié)煤收益282萬元；加裝熱管空預器后，風機電耗平均減少1678kW，年利用小時4845h，則全年節(jié)約電量813萬(kW·h)，全年節(jié)電收益327萬元。全年總節(jié)能收益609萬元。

加裝熱管式空預器工程靜態(tài)投資1228萬元，修理維護費、折舊費等生產經(jīng)營成本參照相關標準與定額進行取費，增設熱管空預器后發(fā)電企業(yè)發(fā)電總成本增量-398萬元/a，通過測算可知靜態(tài)投資回收期為3.1a。

4 結論

(1)通過優(yōu)化設計回轉式空預器蓄熱元件分層、冷段高度，可使第一類硫酸氫銨沉積(氣體硫酸蒸汽與氨氣發(fā)生均相反應生成的硫酸氫銨)集中于冷段，采用合適的蓄熱元件材質、板型可增強冷段吹灰器的吹掃效果，緩解第一類硫酸氫銨沉積堵塞回轉式空預器的問題。對于該670MW超臨界鍋爐回轉式空預器，根據(jù)核算，蓄熱元件三段改為二段，冷段蓄熱元件高度提高至1200mm，采用搪瓷材料、獨立通道大波紋板型，可達到避免硫酸氫銨跨層沉積、增強冷段吹掃效果的目的。

(2)通過在原回轉式空預器下游設置第二級空氣預熱器的方法，可提升回轉式空預器冷段蓄熱元件壁溫至酸露點以上，可緩解第二類硫酸氫銨沉積(凝結在蓄熱片表面的凝結硫酸與煙氣中氣態(tài)NH3、飛灰吸附的氨氣或硫酸銨反應生成的硫酸氫銨)問題。對于該670MW超臨界鍋爐回轉式空預器，通過計算，將進口冷風溫度提升至64℃以上可將蓄熱元件壁溫提升至酸露點以上，避免出現(xiàn)第二類硫酸氫銨沉積。

(3)緩解第二類硫酸氫銨沉積堵塞的關鍵在于提高蓄熱元件冷段壁溫至酸露點以上，加裝熱管式空預器是可選方案之一。熱管式空預器一方面通過轉移冷段熱負荷至熱管換熱器可提高回轉式空預器冷段金屬壁溫，另一方面增加空氣預熱器受熱面積可降低鍋爐排煙溫度，達到節(jié)能降耗目的。對于回轉式空預器硫酸氫銨堵塞較為嚴重的600MW以上容量鍋爐，其投資回收期在3～5a之間，具有良好的投資性價比。