维普资讯 http://www.cqvip.com 回转式空气预热器 最低壁温与进口风温计算 阎维平 ，黄景立 ，李 钧 ，高宝桐 （１．华北电力大学，河北保定０７１００３；２．华北电力科学研究院，北京 １ＯＯＯ４５） ［摘 要］从换热原理上推导了回转式空气预热器热段烟气出口受热面金属壁温计算式，分析了最 低壁温计算中存在的问题并提出改进方法。对某燃煤电厂２台２００ ＭＷ机组锅炉不同设 计的回转式空气预热器的酸露点温度、热段最低壁温与冷风温度的合理选取进行了计算 与比较，其结果对合理选取回转式空气预热器热段防腐的最低进口风温以及冷段、热段受 热面所占比例的优化设计与运行具有参考价值。 ［关 键 词］ 燃煤电站；锅炉；回转式空气预热器；低温腐蚀；进风温度 ［中图分类号］ＴＫ２２３．３ ４ ［文献标识码］Ａ ［文章编号］１００２—３３６４（２００７）０４—００４７—０３ １ 回转式空气预热器热段最低平均 壁温计算方法 本文回转式空气预热器热段出口平均壁温计算方 法，参考原苏联锅炉机组热力计算标准方法＿１］，从换热 图１ 回转式空气预热器微元体 原理上推导而出。如图１所示，在转子热段受热面最 下端沿轴向选取一高度为Ａｈ、角度为△ 的微元体金 度。在空气预热器工作过程的任一时刻，烟气在烟气 属受热面。随着空气预热器转子受热面的旋转，该微 侧的放热量总等于空气在空气侧的吸热量，烟气（或空 气）与壁面的换热量Ｑ可表示为换热面积Ｈ与对流放 元体受热面依次连续流经烟气与空气流通通道，重复 热系数ａ及温差 的乘积： 着被烟气加热与被空气冷却的换热过程，局部的换热 Ｑ—ＨａＡｔ （１） 模型为烟气以气体与壁面的对流放热方式将热量传给 烟气放热量与空气吸热量间的热平衡方程为： 蓄热元件，空气以气体与壁面的对流放热方式从蓄热 Ｈ ａ Ａｔ 一ＨｋａｋＡｔｋ （２） 元件获取热量。 式中：ａ ，ａ ——分别为烟气侧与空气侧对流放热系 该微元体的壁温有一定幅度的波动，为了推导和 数，Ｗ／（ｍ。・℃）； 工程应用，取其壁温的平均值。流经该微元体的烟气 Ｈ ，Ｈ ——分别为烟气侧与空气侧的换热面 温度取为热段出口烟温，空气温度为热段进口空气温 收稿日期： ２００６——０９——０５ 作者简介： 阎维平（１９５５一），男，博士，华北电力大学能源与动力工程学院教授，博士生导师，从事高效低污染煤燃烧理论、新能源开发与利用、电站 锅炉煤粉燃烧技术和锅炉安全经济运行的教学与研究。 Ｅ－ｍａｉｌ： ｙａｎｗｅｉｐｉｎｇ＠２６３．ｎｅｔ 维普资讯 http://www.cqvip.com 积，１２１ ； 小于２０℃。另根据文献［１］的规定，最低金属壁温应 比烟气酸露点高１０℃～１５℃，以考虑其它运行因素 的影响。 Ａｔ 一 一ｔ ，热段出Ｉ：１烟温与平均壁温之差，℃； Ａｔ 一ｔ 一ｔ ，平均壁温与热段进口风温之差，℃。 换热面积Ｈ与换热元件的体积Ｖ成正比，在式 （２）两侧同时将换热面积替换为换热元件的体积Ｖ，则 可进一步写为： Ｖ ａ Ａｔ 一ＶｋａｋＡｔｋ （３） ３ 回转式空气预热器合理进风温度计算 利用式（５）计算热段烟气出口的平均壁温时，首先 需要进行回转式空气预热器的校核热力计算，得到不 同进口冷风温度工况下的热段进口（即冷段出口）空气 烟气侧与空气侧换热元件体积分别为微元体高度 与烟气或空气冲刷受热面的截面面积的乘积，即 烟气侧换热元件体积：Ｖ 一Ａｈ・Ａ 空气侧换热元件体积：Ｖ —Ａｈ・Ａｋ 式中Ａ 、Ａ 分别为烟气与空气冲刷受热面的截面面 积，ｍ 。 带入式（３），消去Ａｈ，再两边同除以转子的总截面 面积（不包括径向密封板遮住的面积），得到： ａ （ 一ｔｂ）＝ （ 一ｔｔ） （４） 式中： ， 分别为烟气、空气相应冲刷的受热面的 份额。 由式（４）可导出ｔ ，即为热段出口最下端的平均壁 温： ｔｂ一＿ｘｙａｙｇ＇ｔ￣－ｘｋａｋｔ＇ （５） ｙａｙ— Ｚｋａｋ 式（５）与文献［１］给出的回转式空气预热器的最低 壁温计算式相同，但根据本文的推导，式（５）计算的ｔ 并非热段烟气出口的最低壁温，而应是热段出口的平 均壁温。从完全避免热段腐蚀的角度看，在实际设备 设计与运行中更关注热段的最低壁温，而并非热段出 口的平均壁温。 ２ 热段出口平均壁温的修正 文献Ｅ２］实测了某６００ Ｍｗ机组若干工况下回转 式空气预热器的冷端金属温度，结果表明，壁温最大与 最小值之差为３０℃～６８℃，平均壁温与最低壁温差 值２０℃～２４℃。文献［３］采用计算方法得到的壁温 最大与最小值之差为２３℃；文献Ｅ４］采用建模计算的 方法得到热段烟气出口处壁温最大差值接近４０℃，冷 段烟气出口壁温的最大差值为３２．７℃。 由于平均壁温与最低壁温存在约２０℃的温差，因 此，文献ＥＩ－Ｉ采用平均壁温的计算式来代表最低壁温存 在较大的偏差，基于此计算值设计的空气预热器不利 于安全运行。因此，由计算的平均壁温减去一个修正 温差△￡ ，才应当是合理的最低壁温，△￡ 的取值应不 ＠Ｉ热力发电・２００７（４）Ｉ 温度与热段出口烟温。 回转式空气预热器热段与冷段的校核热力计算为 一迭代计算过程［１］。在已知某一冷段进口风温的条件 下，首先假设热段出口空气温度，迭代计算热段进口空 气温度与出口烟气温度，以及冷段出口烟气温度与出 口空气温度。当冷段出口空气温度与金属段进口空气 温度值超出规定误差时，重新假设热段出口空气温度， 并重复以上计算过程，直至满足要求。然后，根据式 （５）计算热段烟气出口的平均壁温，再计及修正温差 △￡ 。如果该最低壁温值低于（或远高于）烟气露点温 度，则重新选取（提高或降低）一个冷段进口风温，重复 以上计算过程，直至热段烟气出口的最低壁温比烟气 酸露点高１０℃～１５℃，则计算结束。此时的冷段进 口风温即为可确保热段（金属段）不发生腐蚀的控制进 口冷风温度。 某电厂２台锅炉额定蒸发量均为６７０ ｔ／ｈ，超高 压、中间再热、自然循环、Ⅱ型布置、固态排渣。锅炉尾 部的省煤器与回转式空气预热器单级布置，其中２号 炉配备某国外厂家生产的空气预热器，４号炉空气预 热器由国内某厂家配套，主要设计数据分别见表１和 表２。锅炉设计燃用烟煤，现燃煤的分析数据见表３。 表１ 空气预热器主要结构数据 项目 ２号炉 ４号炉 型号 ２６．５ＶＮＴ１６００ ２７一ＶＩ（Ｔ）一７０ 型式 受热面回转式 受热面回转式 转子直径ｄ／ｍｍ ８ ８６０ ８ ２００ 总受热面积／ｍ。 ７２ ６５７．６ ７２ ９７２ 热段受热面积／ｍ。 ５６ ７０８ ６７ １１８ 冷段受热面积／ｍ。 １５ ９４９．６ ５ ８５４ 转子转速／ｒ・ｍｉｎ １．０５ １．６ 烟气冲刷受热面份额 ０．４１７ ０．５ 空气冲刷受热面份额 ０．４１７ ０．３９ 维普资讯 http://www.cqvip.com 表２运行数据（基础工况） 需要注意的是，以上计算结果均基于锅炉目前的 运行参数，即锅炉的排烟温度均大大高于设计值的工 况，空气预热器的进口烟温也同样高于设计值。因此， 如果锅炉在接近设计排烟温度下运行，则按式（５）计算 的热段出口平均壁温会较大幅度地降低，从而使４号 炉发生热段金属腐蚀的可能性更大，而２号炉不发生 表３现烧煤的元素分析与工业分析 炉号 ／ Ｈ ／ ／ Ｎａｒ／ ｓ ／ Ａａｒ／ ／ ／ ／ ｌ・ ２号炉４７．４５ ３．０３ ８．６８ ０．７７ ０．７８ ３１．０９ ８．２ ２３．３４ １８ １３０ ４号炉４２．４４ ２．８３ ９．３１ ０．６７ ０．７３ ３８．０２ ６．０ ２３．０３ １６ ２９０ 按机组运行的额定负荷及实际运行参数进行计 算，换热系数由对应的计算标准选取或根据制造厂提 供的数据。不同进风温度时的壁温计算结果见表４。 表４不同进风温度时的计算结果 ℃ 由表４可见，在目前所燃煤种及运行参数下，即使 进风温度低至２０℃，２台锅炉的空气预热器均可以满 足热段金属受热面不发生腐蚀的条件。但是，由于４ 号炉的冷段受热面约为热段的１／３，如果燃煤的含硫 量增加或进风温度低于２Ｏ℃，则可能发生热段金属腐 蚀。 腐蚀的安全裕度则较大。 ４ 结 论 （１）从换热原理上推导了回转式空气预热器热段 烟气出口受热面金属壁温计算式，结果表明原苏联锅 炉机组热力计算标准推荐的最低壁温计算式实际上应 为平均壁温，回避了温度波动的影响，建议计算时应计 及２０℃左右的温差。 （２）对某燃煤电厂２ ｘ ２００ Ｍｗ机组锅炉不同设 计的回转式空气预热器的酸露点温度、热段最低壁温 与冷风温度的合理选取进行了计算，结果表明，不同设 计、不同运行工况对热段最低壁温与冷风温度的合理 选取有较大的影响，合理选取回转式空气预热器热段 防腐的最低进口风温以及冷段、热段受热面的比例是 优化设计与运行的重要内容。 ［参 考 文 献］ Ｅ１３锅炉机组热力计算标准方法ＥＭ］．北京锅炉厂译．北京： 机械工业出版社，１９７６． Ｅ２３ 池作和，潘维，李戈，等．６００ Ｍｗ回转式空气预热器冷 端金属温度试验研究ＥＪ３．中国电机工程学报，２００２，２２ （１１）：１２９—１３１． Ｅ３］王石生，杨天亮，赵钦新，等．再生式空气预热器的温度场 及传热的计算与分析ＥＪ３．西安交通大学学报，１９９４，２８ （６）：６２—６７． Ｅ４３ 冷伟，陈道轮，张志伦．基于解析方法的回转式空气预热 器换热计算ＥＪ３．中国电机工程学报，２００５，２５（３）：１４１— １４６． Ｅ５３赵之军，朱其远，阎宏强，等．论电站锅炉排烟温度的自动 控制［Ｊ］．动力工程，２００２，２２（５）：１９４９—１９５３． （上转第２８页） 维普资讯 http://www.cqvip.com ［２］ 钱颂文，岑汉钊，江楠，等．换热器管束流体力学与传热 ４ 结 论 （１）螺旋扭曲扁管换热器是一种新型高效管壳式 换热器，壳程具有较好的强化传热作用，因壳程无任何 支撑挡板，没有流动死区，壳程压力降与弓形折流板换 热器相比小得多，壳程单位压力降下的传热系数明显 比弓形折流板大，其强化传热优势明显。 Ｅ４］ ［Ｍ］．北京：中国石化出版社，２００２． Ｅａ］ 梁龙虎．螺旋扁管换热器的性能及工业应用研究［Ｊ］．炼 油设计，２００１，３１（８）：２８—３３． Ｄｚｙｕｂｅｎｋｏ Ｂ Ｖ，Ｄｒｅｉｔｓｅｒ Ｇ Ａ，Ａｓｈｍａｎｔａｓ Ｌ Ｖ．Ｕｎ— ｓｔｅａｄｙ Ｈｅａｔ ａｎｄ Ｍａｓｓ ｉｎ Ｔｗｉｓｔｅｄ Ｔｕｂｅ Ｂｕｎｄｌｅｓ［Ｍ］． ＭＯＳＣＯＷ：Ｍａｓｈｉｎｏｓｔｒ．Ｐｒｅｓｓ，１ ９８８． ［５］ Ｋｏｔａｋｅ Ｓ，Ｈｉｊｉｋａｔａ Ｋ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ ａｎｄ Ｆｌｕｉｄ Ｆｌｏｗ ｏｎ ａ Ｐｅｒｓｏｎａｌ Ｃｏｍｐｕｔｅｒ［Ｍ］． （２）在小Ｒｅ时，壳程具有更好的强化换热效果。 Ａｍｓｔｅｒｄａｍ：Ｅｌｓｅｖｉｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅ Ｐｕｂｌｉｓｈｅｒｓ Ｂ．Ｖ，１９９３． （３）螺旋扭曲扁管的几何尺寸对螺旋扭曲扁管换 Ｅ６］ 陶文铨．数值传热学［Ｍ］．西安：西安交通大学出版社， 热管壳程传热和流阻特性都有影响，螺旋扭曲扁管 １９８８． Ｓ／ｄｅ值越小，其壳程强化传热效果越好。 Ｅ７］ Ｇｏｄｕｎｏｖ Ｓ Ｋ，Ｉｖａｎｏｖ Ｍ Ｙ，Ｋｒａｉｋｏ Ａ Ｎ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ Ｓｏ— ｌｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｍｕｌｔｉｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ Ｇａｓ ｄｙｎａｍｉｃ Ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｒＭ］． ［参 考 文 献］ ＭＯＳＣＯＷ：Ｎａｕｋａ Ｐｒｅｓｓ，１９７６． Ｅｌｉ Ｄｚｙｕｂｅｎｋｏ Ｂ Ｖ，Ａｓｈｍａｎｔａｓ Ｌ Ｖ，Ｓｅｇａｌ Ｍ Ｄ．Ｍｏｄｅｌｉｎｇ ［８］思勤，夏青，梁龙虎，等．螺旋扁管换热器传热与阻力性 ａｎｄ Ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ Ｔｗｉｓｔｅｄ Ｔｕｂｅ Ｈｅａｔ Ｅｘｃｈａｎｇｅｒｓ ＥＭ］．Ｎｅｗ 能［Ｊ］．化工学报，ｉ９９５，４６（５）：６０１—６０７． Ｙｏｒｋ：Ｂｅｇｅｌｌ Ｈｏｕｓｅ Ｉｎｃ，１９９９． ＮＵＭＥＲＩＣＡＬ ＡＮＡＬＹＳＩＳ ＯＦ ＴＵＲＢＵＬＥＮＴ ＦＬＯＷ ＨＥＡＴ ＴＲＡＮＳＦＥＲ ｏＮ ＴＨＥ ＳＨＥＬＬ—ＳＩＤＥ ｏＦ ＳＰＩＲＡＬＬＹ ＴＷＩＳＴＥＤ ＦＬＡＴ—ＴＵＢＥ ＨＥＡＴ ＥＸＣＨＡＮＧＥＲ ＺＨＡＮＧ Ｘｉｎｇ—ｘｉａｎｇ，ＷＡＮＧ Ｈａｉ—ｆｅｎｇ，ＳＡＮＧ Ｚｈｉ—ｆｕ （ＮａｎｊＩｉｎｇ Ｉｎｄｕｓｔｒｉａｌ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ ２１０００９，Ｊｉａｎｇｓｕ Ｐｒｏｖｉｎｃｅ，ＰＲＣ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ａｄｏｐｔｉｎｇ ｓｔａｎｄａｒｄ ｋ—ｅ ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｉｎ ｃｏｎｊ ｕｎｃｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｗａｌｌ—ｓｕｒｆａｃｅ ｆｕｎｃｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ，ａ ｔｈｒｅｅ—ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｎｕ－ ｍｅｒｉｃａｌ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｆｌｏｗ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｏｎ ｔｈｅ ｓｈｅｌｌ——ｓｉｄｅ ｏｆ ｓｐｉｒａｌｌｙ ｔｗｉｓｔｅｄ ｆｌａｔ——ｔｕｂｅ ｈｅａｔ——ｅｘｃｈａｎｇｅｒ ｈａｓ ｂｅｅｎ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ ｕｎｄｅｒ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ｈｉｇｈ Ｒｅｙｎｏｌｄｓ ｎｕｍｂｅｒ，ａｎｄ ａ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｗｉｔｈ ｂｏｗ—ｓｈａｐｅｄ ｂａｆｆｌｅ ｈｅａｔ ｅｘｃｈａｎｇｅｒ ｂｅｉｎｇ ｍａｄｅ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ：ｔｈｅ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｏｎ ｓｈｅｌｌ—ｓｉｄｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｉｒａｌｌｙ ｔｗｉｓｔｅｄ ｆｌａｔ—ｔｕｂｅ ｈｅａｔ ｅｘｃｈａｎｇｅｒ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ ｔｈｅ Ｒｅｙｎｏｌｄｓ ｎｕｍｂｅｒ，ａｎｄ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ ｔｈｅ Ｓ／ｄｅ ｖａｌｕｅ ｏｆ ｓａｉｄ ｔｗｉｓｔｅｄ ｔｕｂｅ；ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｉｎｄｅｘ ａ／ＡＰ ｏｎ ｔｈｅ ｓｈｅｌｌ—ｓｉｄｅ ｏｆ ｓａｉｄ ｔｗｉｓｔｅｄ ｔｕｂｅ ｅｘｃｈａｎｇｅｒ ｉｓ ｈｉｇｈｅｒ，ｈａｖｉｎｇ ｂｅｔｔｅｒ ｅｆｆｅｃｔ ｆｏｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈｅ— ｎｉｎｇ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｈｅａｔ ｅｘｃｈａｎｇｅｒ；ｓｐｉｒａｌｌｙ ｔｗｉｓｔｅｄ ｆｌａｔ—ｔｕｂｅ；ｋ一￡ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｍｏｄｅｌ；ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ；ｔｕｒｂｕｌｅｎｔ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ． （下接第４９页） ＣＡＬＣＵＬＡＴＩｏＮ ｏＦ ＭＩＮＩＭＵＭ ＷＡＬＬ ＴＥＭＰＥＲＡＴＵＲＥ ＡＮＤ ＩＮＬＥＴ ＡＩＲ ＴＥＭＰＥＲＡＴＵＲＥ ｏＦ ＲＥＧＥＮＥＲＡＴＩＶＥ ＡＩＲ ＨＥＡＴＥＲ ＹＡＮ Ｗｅｉ—ｐｉｎｇ ，ＨＵＡＮＧ Ｊｉｎｇ—ｌｉ ，ＬＩ Ｊｕｎ ，ＧＡＯ Ｂａｏ—ｔｏｎｇ （１．Ｎｏｒｔｈ Ｃｈｉｎａ Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｂａｏｄｉｎｇ ０７１００３，Ｈｅｂｅｉ Ｐｒｏｖｉｎｃｅ，ＰＲＣ； ２．Ｎｏｒｔｈ Ｃｈｉｎａ Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ，Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００４５，ＰＲＣ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｆｏｒｍｕｌａ ｏｆ ｔｈｅ ｈｅａｔｉｎｇ ｓｕｒｆａｃｅ ｍｅｔａ１ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｆｏｒ ｈｏｔ ｓｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅｇｅｎｅｒａｔｉｖｅ ａｉｒ ｈｅａｔｅｒ ｈａｓ ｂｅｅｎ ｄｅ— ｄｕｃｅｄ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｐｒｉｎｃｉｐｌｅ，ｔｈｅ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｅｘｉｓｔｉｎｇ ｉｎ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｍｉｎｉｍｕｍ ｗａｌｌ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｂｅｉｎｇ ａｎａｌｙｓｅｄ，ａｎｄ ｍｅｔｈｏｄｓ ｆｏｒ ｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ ｂｅｉｎｇ ｐｕｔ ｆｏｒｗａｒｄ．Ｆｏｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｌｙ ｄｅｓｉｇｎｅｄ ｒｅｇｅｎｅｒａｔｉｖｅ ａｉｒ ｈｅａｔｅｒｓ ｏｆ ｔｗｏ ２００ ＭＷ ｂｏｉｌｅｒｓ ｉｎ ｏｎｅ ｃｏａｌ—ｆｉｒｅｄ ｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔ，ｔｈｅ ａｃｉｄ ｄｅｗ ｐｏｉｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ，ｔｈｅ ｍｉｎｉｍｕｍ ｗａｌｌ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｏｆ ｈｏｔ ｓｅｃｔｉｏｎ，ａｎｄ ｔｈｅ ｉｎｌｅｔ ａｉｒ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｈａｖｅ ｂｅｅｎ ｃａｌｃｕｌａｔ— ｅｄ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｄ．Ｔｈｅ ｐｒｏｐｏｓｅｄ ｍｅｔｈｏｄ ａｎｄ ｒｅｓｕｌｔｓ ｃａｎ ｂｅ ｕｓｅｄ ａｓ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅ ｆｏｒ ｃｈｏｏｓｉｎｇ ｔｈｅ ｒｅａｓｏｎａｂｌｅ ｉｎｌｅｔ ａｉｒ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｏｐ— ｔｉｍｌｚｉｎｇ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎｅｄ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｌｄ ａｎｄ ｈｏｔ ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｏｆ ｔｈｅ ｈｅａｔｉｎｇ ｓｕｒｆａｃｅ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｃｏａｌ—ｆｉｒｅｄ ｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔ；ｂｏｉｌｅｒ；ｒｅｇｅｎｅｒａｔｉｖｅ ａｉｒ ｈｅａｔｅｒ；ｌｏｗ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｏｒｏｓｓｉｏｎ；ｉｎｌｅｔ ａｉｒ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ
