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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。
图 1 IGCC系统及余热锅炉工作流程图
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。
图 2 余热锅炉输入参数、输出参数、影响因素及运算流程
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。
表 1 各段蒸汽流量、温度、压力、焓值参数表
Table 1. Parameters of steam flow, temperature, pressure and enthalpy of each section
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 表 2 烟气温度表
Table 2. Flue gas temperature meter
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 表 3 各部分换热段面积表
Table 3. Area of heat exchange section of each part
位置 面积/㎡ 高压段A1 15 中压段A2 15 低压段A3 15 再热段A4 10 表 4 变量变化范围表
Table 4. Variation range of variables
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 -
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：
图 3 拟合函数图象
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。
图 4 给水压力与锅炉吸热量关系
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。
图 5 给水温度与锅炉吸热量关系
Figure 5. Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
图 6 给水温度与锅炉吸热量关系
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%。
图 7 给水温度与锅炉吸热量关系
Figure 7. Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
图 8 给水温度与锅炉吸热量关系
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%。
图 9 液相换热系数与锅炉吸热量关系
Figure 9. Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 10 液相换热系数与锅炉吸热量关系
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%。
图 11 液相换热系数与锅炉吸热量关系
Figure 11. Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 12 液相换热系数与锅炉吸热量关系
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。
图 13 气相换热系数与锅炉吸热量关系
Figure 13. Relationship between gas phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 14 气相换热系数与锅炉吸热量关系
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。
图 15 气相换热系数与锅炉吸热量关系
Figure 15. Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption
图 16 气相换热系数与锅炉吸热量关系
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
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摘要:
目的 整体煤气化联合循环（IGCC）发电技术是高效、低碳的发电技术，余热锅炉是IGCC的组件之一。文章旨在研究余热锅炉变工况运行特性以提高整体煤气化联合循环发电技术的效率。 方法 通过分析余热锅炉的工作原理及传热传质原理，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。 结果 结果发现，当液相换热系数在200～1 000 W/(m2·K)和气相换热系数在20～100 W/(m2·K)范围内时，如果给水温度从30 ℃增加到100 ℃或给水压力增加，余热锅炉的吸热量将不断减少。反之，假设给水温度在30～100 ℃范围内，当液相换热系数从200 W/(m2·K)增加到1 000 W/(m2·K)或气相换热系数从20 W/(m2·K)增加到100 W/(m2·K)时，余热锅炉的吸热量不断增加。 结论 在液相换热系数与气相换热系数不变的情况下，给水温度或给水压力增加，余热锅炉的吸热量会减少；在给水温度与给水压力不变时，液相换热系数或气相换热系数增加，余热锅炉的吸热量会增加。 Abstract:Introduction Integrated Gasification Combined Cycle (IGCC) power generation technology is a high-efficiency and low-carbon power generation technology. A waste heat boiler is one of the components of IGCC. This paper aims to study the off-design operating characteristics of waste heat boilers and improve the efficiency of integrated coal gasification combined cycle power generation technology. Method The working principle and heat and mass transfer principle of the waste heat boiler were mainly analyzed by MATLAB software to carry out programming calculations to explore the relationship between feed water temperature, feed water pressure, liquid-phase heat transfer coefficient, gas-phase heat transfer coefficient and heat absorption in waste heat boiler. Result The results show that when the liquid-phase heat transfer coefficient is in the range of 200～1 000 W/(m2·K) and the gas-phase heat transfer coefficient is in the range of 20～100 W/(m2·K), as if the feed water temperature increases from 30 ℃ to 100 ℃ or the feed water pressure increases, the heat absorption of the waste heat boiler decreases continuously. In case the feed water temperature is in the range of 30～100 ℃, when the liquid phase heat transfer coefficient increases from 200 W/(m2·K) to 1 000 W/(m2·K) or the gas phase heat transfer coefficient increases from 20 W/(m2·K) to 100 W/(m2·K), the heat absorption of the waste heat boiler increases continuously. Conclusion Under the condition that liquid-phase heat transfer coefficient and gas-phase heat transfer coefficient remain unchanged, the feed water temperature or pressure increases, and the heat absorption capacity of the waste heat boiler will decrease; While the feed water temperature and pressure remain unchanged, the liquid-phase heat transfer coefficient or gas-phase heat transfer coefficient increases, and the heat absorption capacity of the waste heat boiler will increase. -
图 2 余热锅炉输入参数、输出参数、影响因素及运算流程
Fig. 2 Input parameters, output parameters, influencing factors and calculation process of waste heat boiler
图 4 给水压力与锅炉吸热量关系
Fig. 4 Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption
图 5 给水温度与锅炉吸热量关系
Fig. 5 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
图 6 给水温度与锅炉吸热量关系
Fig. 6 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
图 7 给水温度与锅炉吸热量关系
Fig. 7 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
图 8 给水温度与锅炉吸热量关系
Fig. 8 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption
图 9 液相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 9 Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 10 液相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 10 Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 11 液相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 11 Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 12 液相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 12 Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 13 气相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 13 Relationship between gas phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 14 气相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 14 Relationship between gas phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption
图 15 气相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 15 Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption
图 16 气相换热系数与锅炉吸热量关系
Fig. 16 Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption
表 1 各段蒸汽流量、温度、压力、焓值参数表
Tab. 1. Parameters of steam flow, temperature, pressure and enthalpy of each section
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 
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表 2 烟气温度表
Tab. 2. Flue gas temperature meter
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
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表 3 各部分换热段面积表
Tab. 3. Area of heat exchange section of each part
位置 面积/㎡ 高压段A1 15 中压段A2 15 低压段A3 15 再热段A4 10
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表 4 变量变化范围表
Tab. 4. Variation range of variables
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
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