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随着科学技术的不断发展，人们的物质生活水平有了巨大的提高，但同时能源的紧缺问题也越来越明显[1]。化石能源的不断消耗使得我国能源受到了严重的挑战，因此发展高效、低碳的发电技术就显得特别重要[2]，而近年来IGCC发电技术作为新颖的、有效的发电技术[3]得到了很大的发展。在该技术中，余热锅炉是一个非常重要的组件，并且在该技术中起到了承前启后的作用[4]。
具体表现为烟气从燃气轮机排出后，到余热锅炉，后将烟气热量利用，该热量可以使得余热锅炉产生过热蒸汽，最后将蒸汽送到蒸汽轮机，并驱动蒸汽轮机做功[5]。因此，余热锅炉在该系统中有着很重要的作用。
本文主要通过分析余热锅炉[6]的工作原理及传热传质机理，建立变工况运行建模逻辑运算图，通过使用MATLAB软件展开编程计算，探究给水温度、给水压力、液相换热系数以及气相换热系数与余热锅炉内吸热量的关系[7]。
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IGCC系统及余热锅炉工作流程图如图1所示。本文以三压再热级余热锅炉为例，进行传热传质阐释[8]。三压再热主要由三大部分组成，分别为低压、中压、高压，低中高压每一部分均主要包含省煤器、蒸发器和过热器，其中中压部分还包含再热器。
Figure 1. IGCC system and waste heat boiler work flow chart
给水首先流经低压省煤器预热，随后进入到低压汽包，分为三路，分别进入低压省煤器，中压省煤器和高压省煤器。部分锅炉给水进入到低压蒸发器，进入其中的水变成饱和蒸汽后，随后其进入到低压过热器，在其中生成低压过热蒸汽后，然后通过蒸汽管道供给低压汽轮机使用；部分锅炉给水被泵抽到中压省煤器，在其中进行预热后，随后这部分锅炉给水流到中压蒸发器，锅炉给水在其中被加热然后变为饱和蒸汽，随后其进入到中压过热器，在其中产生中压过热蒸汽；还有一部分锅炉给水被泵抽到高压省煤器，在其中进行预热后，随后进入到高压蒸发器，在其中加热成饱和蒸汽后，随后其进入到高压过热器，在其中产生高压过热蒸汽供给高压汽轮机使用；中压过热蒸汽与高压汽轮机排放的蒸汽进行一个混合，随后其进入到中压部分的再热器进行一个再热，随后将形成中压再热蒸汽，然后将其供给中压汽轮机供其使用[7]。
建模逻辑运行图如图2所示，余热锅炉吸收烟气中的热量，产生高温高压蒸汽，通过调查研究余热锅炉输入、输出参数之间的关系，最终决定以给水压力、给水温度、液相（工质侧）换热系数以及气相（烟气侧）换热系数与锅炉吸热量的关系。探究在变工况运行的条件下，余热锅炉的特性。
Figure 2. Input parameters, output parameters, influencing factors and calculation process of waste heat boiler
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本文以三压再热余热锅炉为研究对象，探寻几个变量与锅炉吸热量的关系，在分析过程中，作出以下假设：
（1）余热锅炉出口参数、锅炉换热段面积以及烟气不同段温度为额定数值；
（2）不考虑热损失，即整个余热锅炉吸放热相等；
（3）不考虑锅炉内辐射传热，仅考虑烟气与给水的对流传热。
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根据建模逻辑运行图，我们主要探究给水压力、给水温度、液相（工质侧）换热系数和气相（烟气侧）换热系数的变化与锅炉内吸热量关系[9]。
余热锅炉能量平衡（热量守恒）方程：
$$ {Q_1} + {Q_2} +{Q_3} = {Q_4} + {Q_5} + {Q_6} + {Q_7} $$ (1) 式中：
Q1——燃气轮机的排气热量（kJ/h）；
Q2——进余热锅炉的给水热量（kJ/h）；
Q3——蒸汽轮机再热蒸汽进余热锅炉的蒸汽热量（kJ/h）；
Q4——余热锅炉的主蒸汽热量（中高压蒸汽热量，kJ/h）
Q5——余热锅炉加热后的再热蒸汽热量（kJ/h）；
Q6——低压蒸汽热量（kJ/h）；
Q7——余热锅炉排烟热量（kJ/h）。
$$ Q = {q_m}h $$ (2) $$ Q = {K_m}A\Delta {T_m} $$ (3) 在建模分析的基础上，根据锅炉吸放热相等[10]，将方程经过整理，得[11]：
$$ \begin{split} &{q}_{m}({h}_{1}-{h}_{2})=\\& {q}_{m1}（{h}_{6}-{h}_{3})+{q}_{m2}({h}_{5}-{h}_{3})+{q}_{m3}({h}_{4}-{h}_{3}) +\\&{q}_{m1}({h}_{7}-{h}_{8})+{q}_{m2}({h}_{7}-{h}_{5})=\\& \dfrac{1}{\dfrac{1}{{\alpha }_{1}}+\dfrac{1}{{\alpha }_{2}}}[{A}_{1}{B}_{1}+{A}_{2}{B}_{2}+{A}_{3}{B}_{3}+{A}_{4}{B}_{4}+{A}_{4}{B}_{5}]\end{split} $$ (4) 其中：
$$ {B_1} = \frac{{({T_{11}} - {T_3}) - ({T_{13}} - {T_6})}}{{\ln \frac{{({T_{11}} - {T_3})}}{{({T_{13}} - {T_6})}}}} $$ (5) $$ {B_2} = \frac{{({T_{10}} - {T_3}) - ({T_{12}} - {T_5})}}{{\ln \frac{{({T_{10}} - {T_3})}}{{({T_{12}} - {T_5})}}}} $$ (6) $$ {B_3} = \frac{{({T_9} - {T_3}) - ({T_4} - {T_{10}})}}{{\ln \frac{{({T_9} - {T_3})}}{{({T_4} - {T_{10}})}}}} $$ (7) $$ {B_5} = \frac{{({T_{12}} - {T_5}) - ({T_7} - {T_{11}})}}{{\ln \frac{{({T_{12}} - {T_5})}}{{({T_7} - {T_{11}})}}}} $$ (8) $$ {B_5} = \frac{{({T_{12}} - {T_5}) - ({T_7} - {T_{11}})}}{{\ln \frac{{({T_{12}} - {T_5})}}{{({T_7} - {T_{11}})}}}} $$ (9) 式（4）中：
qm ——燃气轮机的排气流量（kg/s）；
qm1——余热锅炉高压过热蒸汽流量（kg/s）；
qm2——余热锅炉中压过热蒸汽流量（kg/s）；
qm3——余热锅炉低压过热蒸汽流量（kg/s）；
h1 ——燃气轮机排气焓值（kJ/kg）；
h2 ——余热锅炉排烟焓值（kJ/kg）；
h3 ——进余热锅炉低压省煤器的给水焓值（kJ/kg）；
h4 ——出余热锅炉低压过热器的过热蒸汽焓值（kJ/kg）；
h5 ——出余热锅炉中压过热器的过热蒸汽焓值（kJ/kg）；
h6 ——出余热锅炉高压过热器的过热蒸汽焓值（kJ/kg）；
h7 ——余热锅炉再热器出口蒸汽焓值（kJ/kg）；
h8 ——高压缸的排气焓值（kJ/kg）；
α1 ——液相换热系数（工质侧，W/(m2·K)）；
α2 ——气相换热系数（烟气侧，W/(m2·K)）；
A1 ——余热锅炉高压段换热面积（m2）；
A2 ——余热锅炉中压段换热面积（m2）；
A3 ——余热锅炉低压段换热面积（m2）；
A4 ——再热器段换热面积（m2）；
T3 ——进余热锅炉低压省煤器的给水温度（℃）；
T4 ——出余热锅炉低压过热器的过热蒸汽温度（℃）；
T5 ——出余热锅炉中压过热器的过热蒸汽温度（℃）；
T6 ——出余热锅炉高压过热器的过热蒸汽温度（℃）；
T7 ——余热锅炉再热器出口蒸汽温度（℃）；
T8 ——高压缸的排汽温度（℃）；
T9 ——低压过热器处的烟气平均温度（℃）；
T10——中压过热器处的烟气平均温度（℃）；
T11——高压过热器处的烟气平均温度（℃）；
T12——再热器处的烟气平均温度（℃）；
T13——燃气轮机排气平均温度（℃）。
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根据相关文献，以NG-901FA-R型、三压再热、无补燃余热锅炉为算例，余热锅炉参数[7]如表1～表4所示。
状态 参数 数据 低压 低压过热蒸汽流量qm3/(t·h−1) 41.44 低压过热蒸汽温度T4/℃ 300.1 低压过热蒸汽压强P/MPa 0.31 低压过热蒸汽焓值h4/[kJ·(kg)−1] 3 068.9 中压 中压过热蒸汽流量qm2/(t·h−1) 40.051 中压过热蒸汽温度T5/℃ 297.2 中压过热蒸汽压强P/MPa 2.26 中压过热蒸汽焓值h5/[kJ·(kg)−1] 3 015.3 再热 高压缸排汽温度T8/℃ 365.8 高压缸排汽焓值h8/[kJ·(kg)−1] 3 191.3 再热蒸汽温度T7/℃ 566.2 再热蒸汽压强P/MPa 2.10 再热蒸汽焓值h7/[kJ·(kg)−1] 3 600.2 高压 高压过热蒸汽流量qm1/(t·h−1) 282.96 高压过热蒸汽温度T6/℃ 566.6 高压过热蒸汽压强P/MPa 9.72 高压过热蒸汽焓值h6/[kJ·(kg)−1] 3 541.7 Table 1. Parameters of steam flow, temperature, pressure and enthalpy of each section
位置 烟气温度/℃ 燃气轮机排气温度T13 600 低压过热器T9 200 中压过热器T10 300 再热器T12 480 高压过热器T11 500 Table 2. Flue gas temperature meter
位置 面积/㎡ 高压段A1 15 中压段A2 15 低压段A3 15 再热段A4 10 Table 3. Area of heat exchange section of each part
变量 范围 给水温度T3/℃ 30～100 给水压力P/MPa 0.004～0.101 液相换热系数α1/(W·m−2·k−1) 200～1 000 气相换热系数α2/(W·m−2·k−1) 20～100 Table 4. Variation range of variables
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使用MATLAB拟合h3与温度、压力经验公式，通过查阅饱和蒸汽温度压力焓表，查阅温度范围为30～100 ℃，压力范围为0.004～0.101 MPa，进行经验公式的拟合。
根据拟合结果，如图3所示，可以找到给水焓值（h3）与给水温度（T3）、给水压力（P）之间的关系式：
Figure 3. Fitting function image
$$ \begin{gathered} {h_3} = 2499.5 + 1.9{T_3} + 630.4P + 708.9{P^2} - 5.5{T_3}P \\ \\ \end{gathered} $$ (10) 将方程（10）代入方程（4）中得到以下结果：
$$ \begin{split} &Q = 385910.425 - 101.24(2499.5 + 1.9{T_3} + 630.4P + \\& 708.9{P^2} - 5.5{T_3}P) \end{split} $$ (11) 以给水压力为横坐标，余热锅炉吸热量为纵坐标，讨论温度在30～100 ℃范围内，给水压力与余热锅炉吸热量的关系，在30～100 ℃范围内，选择30 ℃、60 ℃和100 ℃进行规律探究，结果如图4所示。
Figure 4. Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption
根据方程关系我们可以发现，随着给水压力的增加，余热锅炉内吸热量不断减少。具体表现为当压力从0.004 MPa增加到0.101 MPa时，给水温度为30 ℃时，吸热量从126.91 kJ降低到121.59 kJ，吸热量降低了4.18%；给水温度为60 ℃和100 ℃时，吸热量分别降低了3.04%和1.34%，可以发现随着给水温度的不断升高，余热锅炉吸热量减少的比例越小。
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以给水温度为横坐标，余热锅炉吸热量为纵坐标，讨论液相换热系数在200～1 000 W/(m2·K)和气相换热系数在20～100 W/(m2·K)范围内，给水温度与余热锅炉吸热量的关系。
当液相换热系数为200 W/(m2·K)和1 000 W/(m2·K)时，气相换热系数分别取20 W/(m2·K)、60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)进行探究，结果如图5、图6所示。
Figure 5. Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
Figure 6. Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
根据方程关系我们可以发现，随着给水温度的增加，余热锅炉吸热量不断减少。具体表现为当给水温度从30 ℃增加到100 ℃时，液相换热系数为200 W/(m2·K)，气相换热系数为20 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从149.11 kJ降低到133.25 kJ，吸热量降低了10.6%，气相换热系数分别为60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)时，吸热量均降低了10.6%；液相换热系数为1 000 W/(m2·K)，气相换热系数为20 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从160.81 kJ降低到143.71 kJ，吸热量降低了10.6%，气相换热系数分别为60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)时，吸热量也均降低10.6%。
当气相换热系数分别为20和100 W/(m2·K)时，液相换热系数分别取200 W/(m2·K)、600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)进行探究，结果如图7、图8所示。根据方程关系我们可以发现，随着给水温度的增加，余热锅炉吸热量不断减少。具体表现为当给水温度从30 ℃增加到100 ℃时，气相换热系数为20 W/(m2·K)，液相换热系数为200 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从149.11 kJ降低到133.25 kJ，吸热量降低了10.6%，液相换热系数分别为600、1 000 W/(m2·K)时，吸热量均降低了10.6%；气相换热系数为100 W/(m2·K)，液相换热系数分别为200 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从546.75 kJ降低到488.61 kJ，吸热量降低了10.6%，液相换热系数分别为600、1 000 W/(m2·K)时，吸热量也均降低10.6%。
Figure 7. Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
Figure 8. Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
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以液相换热系数[12]为横坐标，余热锅炉吸热量为纵坐标，讨论温度在30～100 ℃和气相换热系数在20～100 W/(m2·K)范围内，液相换热系数与余热锅炉内吸热量的关系。
当温度分别为30 ℃和100 ℃时，气相换热系数分别取20 W/(m2·K)、60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)进行探究，结果如图9、图10所示。根据方程关系我们可以发现，随着液相换热系数的增加，余热锅炉吸热量不断增加。具体表现为当液相换热系数从200增加到1 000 W/(m2·K)时，温度为30 ℃，气相换热系数为20 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从149.11 kJ增加到160.81 kJ，吸热量增加了7.8%，气相换热系数分别为60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)时，吸热量分别增加了22.6%和36.4%；温度为100 ℃，气相换热系数分别为20 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从133.25 kJ增加到143.71 kJ，吸热量增加了7.8%，气相换热系数分别为60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)时，吸热量分别增加了22.6%和36.4%。
Figure 9. Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
Figure 10. Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
当气相换热系数为20 W/(m2·K)和100 W/(m2·K)时，温度分别取30 ℃、60 ℃、100 ℃进行探究。结果如图11、图12所示。根据方程关系我们可以发现，随着液相换热系数的增加，余热锅炉吸热量不断增加。具体表现为当液相换热系数从200 W/(m2·K)增加到1 000 W/(m2·K)时，气相换热系数为20 W/(m2·K)时，温度为30 ℃，锅炉吸热量从149.11 kJ增加到160.81 kJ，吸热量增加了7.8%，温度分别为60 ℃、100 ℃时，吸热量增加均为7.8%；气相换热系数分别为100 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从546.75 kJ增加到745.57 kJ，吸热量增加了36.4%，温度分别为60、100 ℃时，吸热量增加均为36.4%。
Figure 11. Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
Figure 12. Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
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以气相换热系数[13]为横坐标，余热锅炉内吸热量为纵坐标，讨论温度在30～100 ℃和液相换热系数在200～1 000 W/(m2·K)范围内，气相换热系数与余热锅炉内吸热量的关系。当温度分别为30 ℃和100 ℃时，液相换热系数分别取200 W/(m2·K)、600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)进行探究。结果如图13、图14所示。根据方程关系可以发现，随着气相换热系数的增加，余热锅炉内吸热量不断增加。
Figure 13. Relationship between gas phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
Figure 14. Relationship between gas phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
当气相换热系数从20 W/(m2·K)增加到了100 W/(m2·K)时，温度为30 ℃，液相换热系数为200 W/(m2·K)时，锅炉吸热量从149.11 kJ增加到546.75 kJ，吸热量增加为原来的2.67倍，液相换热系数分别为600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)时，吸热量分别增加了3.43倍和3.64倍，温度为100 ℃；液相换热系数为200 kW/(m2·K)时，锅炉吸热量从133.25 kJ增加到488.60 kJ，吸热量增加了原来的2.67倍，液相换热系数分别为600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)时，吸热量分别增加了3.43倍和3.64倍。
当液相换热系数为0.2 kW/(m2·K)和1 000 W/(m2·K)时，温度分别取30 ℃、60 ℃、100 ℃进行探究，结果如图15、图16所示。根据方程关系我们可以发现，随着气相换热系数的增加，余热锅炉内吸热量不断增加。具体表现为当气相换热系数从20 W/(m2·K)增加到100 W/(m2·K)时，液相换热系数为200 W/(m2·K)，温度为30 ℃时，锅炉吸热量从149.11 kJ增加到546.75 kJ，吸热量增加为原来的2.67倍，温度分别为60 ℃、100 ℃时，吸热量均增加了2.67倍；液相换热系数为1 000 W/(m2·K)，温度为30 ℃时，锅炉吸热量从160.81 kJ增加到745.57 kJ，吸热量增加为原来的3.64倍，温度分别为60 ℃、100 ℃时，吸热量均增加3.64倍。
Figure 15. Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption
Figure 16. Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption
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通过研究分析余热锅炉的工作原理及传热传质机理，计算给水温度、给水压力、换热系数与锅炉吸热量关系，可以得到以下结论：
1）给水温度在30～100 ℃范围，随着给水压力的升高，余热锅炉的吸热量会降低，并且给水压力增加的同时，随着温度的升高，吸热量降低的百分比会越小。
2）给水温度从30 ℃增加到100 ℃，液相换热系数为定值时，气相换热系数增加，则锅炉吸热量减少得越多；当气相换热系数为定值时，液相换热系数的增加，锅炉吸热量减少得越多，同时两种情况下锅炉吸热量的降低比例始终保持不变。液相换热系数增加时，随着气相换热系数的增加，锅炉系热量会增加。
3）当气相换热系数为定值时，液相换热系数增加，随着温度的增加，锅炉吸热量会不断增加；气相换热系数增加时，随着液相换热系数的增加，锅炉吸热量会增加。当液相换热系数为定值时，气相换热系数增加，随着温度的增加，锅炉吸热量会增加。
Analysis on Operation Characteristics of 350 MW Waste Heat Boiler Under Variable Working Conditions
doi: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2022.03.005
- Received Date: 2022-05-21
- Accepted Date: 2022-07-30
- Rev Recd Date: 2022-06-20
- Available Online: 2022-09-26
- Publish Date: 2022-09-25
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Key words:
- integrated gasification combined cycle /
- waste heat boiler /
- variable condition operation /
- 350 MW /
- operating characteristics
Abstract:
| Citation: | LU Pei, LI Xiaobao, ZHENG Chenxu, ZOU Luyao, WANG Xinyao, JIANG Jiayue, HU Jun, ZHOU Xing. Analysis on Operation Characteristics of 350 MW Waste Heat Boiler Under Variable Working Conditions[J]. SOUTHERN ENERGY CONSTRUCTION, 2022, 9(3): 41-49. doi: 10.16516/j.gedi.issn2095-8676.2022.03.005
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