盧培 ，李小寶 ，鄭晨旭 ，鄒璐垚 ，王欣瑤 ，蔣佳月 ，胡鋆 ，周興 ,2,?

（1.河北師范大學(xué) 中燃工學(xué)院, 河北 石家莊 050024；2.河北師范大學(xué) 化學(xué)與材料科學(xué)學(xué)院,河北省無機納米材料重點實驗室, 河北 石家莊 050024）

0 引言

隨著科學(xué)技術(shù)的不斷發(fā)展，人們的物質(zhì)生活水平有了巨大的提高，但同時能源的緊缺問題也越來越明顯[1]?；茉吹牟粩嘞氖沟梦覈茉词艿搅藝乐氐奶魬?zhàn)，因此發(fā)展高效、低碳的發(fā)電技術(shù)就顯得特別重要[2]，而近年來IGCC發(fā)電技術(shù)作為新穎的、有效的發(fā)電技術(shù)[3]得到了很大的發(fā)展。在該技術(shù)中，余熱鍋爐是一個非常重要的組件，并且在該技術(shù)中起到了承前啟后的作用[4]。

具體表現(xiàn)為煙氣從燃氣輪機排出后，到余熱鍋爐，后將煙氣熱量利用，該熱量可以使得余熱鍋爐產(chǎn)生過熱蒸汽，最后將蒸汽送到蒸汽輪機，并驅(qū)動蒸汽輪機做功[5]。因此，余熱鍋爐在該系統(tǒng)中有著很重要的作用。

本文主要通過分析余熱鍋爐[6]的工作原理及傳熱傳質(zhì)機理，建立變工況運行建模邏輯運算圖，通過使用MATLAB軟件展開編程計算，探究給水溫度、給水壓力、液相換熱系數(shù)以及氣相換熱系數(shù)與余熱鍋爐內(nèi)吸熱量的關(guān)系[7]。

1 原理介紹

IGCC系統(tǒng)及余熱鍋爐工作流程圖如圖1所示。本文以三壓再熱級余熱鍋爐為例，進行傳熱傳質(zhì)闡釋[8]。三壓再熱主要由三大部分組成，分別為低壓、中壓、高壓，低中高壓每一部分均主要包含省煤器、蒸發(fā)器和過熱器，其中中壓部分還包含再熱器。

圖1 IGCC系統(tǒng)及余熱鍋爐工作流程圖Fig.1 IGCC system and waste heat boiler work flow chart

給水首先流經(jīng)低壓省煤器預(yù)熱，隨后進入到低壓汽包，分為三路，分別進入低壓省煤器，中壓省煤器和高壓省煤器。部分鍋爐給水進入到低壓蒸發(fā)器，進入其中的水變成飽和蒸汽后，隨后其進入到低壓過熱器，在其中生成低壓過熱蒸汽后，然后通過蒸汽管道供給低壓汽輪機使用；部分鍋爐給水被泵抽到中壓省煤器，在其中進行預(yù)熱后，隨后這部分鍋爐給水流到中壓蒸發(fā)器，鍋爐給水在其中被加熱然后變?yōu)轱柡驼羝S后其進入到中壓過熱器，在其中產(chǎn)生中壓過熱蒸汽；還有一部分鍋爐給水被泵抽到高壓省煤器，在其中進行預(yù)熱后，隨后進入到高壓蒸發(fā)器，在其中加熱成飽和蒸汽后，隨后其進入到高壓過熱器，在其中產(chǎn)生高壓過熱蒸汽供給高壓汽輪機使用；中壓過熱蒸汽與高壓汽輪機排放的蒸汽進行一個混合，隨后其進入到中壓部分的再熱器進行一個再熱，隨后將形成中壓再熱蒸汽，然后將其供給中壓汽輪機供其使用[7]。

建模邏輯運行圖如圖2所示，余熱鍋爐吸收煙氣中的熱量，產(chǎn)生高溫高壓蒸汽，通過調(diào)查研究余熱鍋爐輸入、輸出參數(shù)之間的關(guān)系，最終決定以給水壓力、給水溫度、液相（工質(zhì)側(cè)）換熱系數(shù)以及氣相（煙氣側(cè)）換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量的關(guān)系。探究在變工況運行的條件下，余熱鍋爐的特性。

圖2 余熱鍋爐輸入?yún)?shù)、輸出參數(shù)、影響因素及運算流程Fig.2 Input parameters, output parameters, influencing factors and calculation process of waste heat boiler

2 模型建立建模

2.1 建模分析

本文以三壓再熱余熱鍋爐為研究對象，探尋幾個變量與鍋爐吸熱量的關(guān)系，在分析過程中，作出以下假設(shè)：

（1）余熱鍋爐出口參數(shù)、鍋爐換熱段面積以及煙氣不同段溫度為額定數(shù)值；

（2）不考慮熱損失，即整個余熱鍋爐吸放熱相等；

（3）不考慮鍋爐內(nèi)輻射傳熱，僅考慮煙氣與給水的對流傳熱。

2.2 能量關(guān)系

根據(jù)建模邏輯運行圖，我們主要探究給水壓力、給水溫度、液相（工質(zhì)側(cè)）換熱系數(shù)和氣相（煙氣側(cè)）換熱系數(shù)的變化與鍋爐內(nèi)吸熱量關(guān)系[9]。

余熱鍋爐能量平衡（熱量守恒）方程：

式-中：

Q1-燃氣輪機的排氣熱量（kJ/h）；

Q2-進余熱鍋爐的給水熱量（kJ/h）；

Q3蒸汽輪機再熱蒸汽進余熱鍋爐的蒸汽熱量（kJ/h-）；

Q4余熱鍋爐的主蒸汽熱量（中高壓蒸汽熱量，kJ/h-）

Q5-余熱鍋爐加熱后的再熱蒸汽熱量（kJ/h）；

Q6-低壓蒸汽熱量（kJ/h）；

Q7余熱鍋爐排煙熱量（kJ/h）。

在建模分析的基礎(chǔ)上，根據(jù)鍋爐吸放熱相等[10]，將方程經(jīng)過整理，得[11]：

其中：

式（-4）中：

qm-燃氣輪機的排氣流量（kg/s）；

qm1-余熱鍋爐高壓過熱蒸汽流量（kg/s）；

qm2-余熱鍋爐中壓過熱蒸汽流量（kg/s）；

qm3-余熱鍋爐低壓過熱蒸汽流量（kg/s）；

h1-燃氣輪機排氣焓值（kJ/kg）；

h2-余熱鍋爐排煙焓值（kJ/kg）；

h3-進余熱鍋爐低壓省煤器的給水焓值（kJ/kg）；

h4出余熱鍋爐低壓過熱器的過熱蒸汽焓值（kJ/kg）-；

h5出余熱鍋爐中壓過熱器的過熱蒸汽焓值（kJ/kg）-；

h6出余熱鍋爐高壓過熱器的過熱蒸汽焓值（kJ/kg）-；

h7-余熱鍋爐再熱器出口蒸汽焓值（kJ/kg）；

h8-高壓缸的排氣焓值（kJ/kg）；

α1-液相換熱系數(shù)（工質(zhì)側(cè)，W/(m2·K)）；

α2-氣相換熱系數(shù)（煙氣側(cè)，W/(m2·K)）；

A1-余熱鍋爐高壓段換熱面積（m2）；

A2-余熱鍋爐中壓段換熱面積（m2）；

A3-余熱鍋爐低壓段換熱面積（m2）；

A4-再熱器段換熱面積（m2）；

T3-進余熱鍋爐低壓省煤器的給水溫度（℃）；

T4-出余熱鍋爐低壓過熱器的過熱蒸汽溫度（℃）；

T5-出余熱鍋爐中壓過熱器的過熱蒸汽溫度（℃）；

T6-出余熱鍋爐高壓過熱器的過熱蒸汽溫度（℃）；

T7-余熱鍋爐再熱器出口蒸汽溫度（℃）；

T8-高壓缸的排汽溫度（℃）；

T9-低壓過熱器處的煙氣平均溫度（℃）；

T10-中壓過熱器處的煙氣平均溫度（℃）；

T11-高壓過熱器處的煙氣平均溫度（℃）；

T12-再熱器處的煙氣平均溫度（℃）；

T13燃氣輪機排氣平均溫度（℃）。

2.3 查詢數(shù)據(jù)

根據(jù)相關(guān)文獻，以NG-901FA-R型、三壓再熱、無補燃余熱鍋爐為算例，余熱鍋爐參數(shù)[7]如表1～表4所示。

表1 各段蒸汽流量、溫度、壓力、焓值參數(shù)表Tab.1 Parameters of steam flow, temperature, pressure and enthalpy of each section

表4 變量變化范圍表Tab.4 Variation range of variables

3 結(jié)果分析

表2 煙氣溫度表Tab.2 Flue gas temperature meter

表3 各部分換熱段面積表Tab.3 Area of heat exchange section of each part

3.1 給水壓力的變化

使用MATLAB擬合h3與溫度、壓力經(jīng)驗公式，通過查閱飽和蒸汽溫度壓力焓表，查閱溫度范圍為30～100 ℃，壓力范圍為 0.004～0.101 MPa，進行經(jīng)驗公式的擬合。

根據(jù)擬合結(jié)果，如圖3所示，可以找到給水焓值（h3）與給水溫度（T3）、給水壓力（P）之間的關(guān)系式：

圖3 擬合函數(shù)圖象Fig.3 Fitting function image

將方程（10）代入方程（4）中得到以下結(jié)果：

以給水壓力為橫坐標，余熱鍋爐吸熱量為縱坐標，討論溫度在30～100 ℃范圍內(nèi)，給水壓力與余熱鍋爐吸熱量的關(guān)系，在30～100 ℃范圍內(nèi)，選擇30 ℃、60 ℃和100 ℃進行規(guī)律探究，結(jié)果如圖4所示。

圖4 給水壓力與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.4 Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption

根據(jù)方程關(guān)系我們可以發(fā)現(xiàn)，隨著給水壓力的增加，余熱鍋爐內(nèi)吸熱量不斷減少。具體表現(xiàn)為當(dāng)壓力從0.004 MPa增加到0.101 MPa時，給水溫度為30 ℃時，吸熱量從126.91 kJ降低到121.59 kJ，吸熱量降低了4.18%；給水溫度為60 ℃和100 ℃時，吸熱量分別降低了3.04%和1.34%，可以發(fā)現(xiàn)隨著給水溫度的不斷升高，余熱鍋爐吸熱量減少的比例越小。

3.2 給水溫度的變化

以給水溫度為橫坐標，余熱鍋爐吸熱量為縱坐標，討論液相換熱系數(shù)在200～1 000 W/(m2·K)和氣相換熱系數(shù)在20～100 W/(m2·K)范圍內(nèi)，給水溫度與余熱鍋爐吸熱量的關(guān)系。

當(dāng)液相換熱系數(shù)為200 W/(m2·K)和1 000 W/(m2·K)時，氣相換熱系數(shù)分別取 20 W/(m2·K)、60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)進行探究，結(jié)果如圖5、圖6所示。

圖5 給水溫度與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.5 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption

圖6 給水溫度與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.6 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption

根據(jù)方程關(guān)系我們可以發(fā)現(xiàn)，隨著給水溫度的增加，余熱鍋爐吸熱量不斷減少。具體表現(xiàn)為當(dāng)給水溫度從30 ℃增加到100 ℃時，液相換熱系數(shù)為200 W/(m2·K)，氣相換熱系數(shù)為 20 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從149.11 kJ降低到133.25 kJ，吸熱量降低了10.6%，氣相換熱系數(shù)分別為60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)時，吸熱量均降低了10.6%；液相換熱系數(shù)為1 000 W/(m2·K)，氣相換熱系數(shù)為 20 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從160.81 kJ降低到143.71 kJ，吸熱量降低了 10.6%，氣 相 換 熱 系 數(shù) 分 別 為 60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)時，吸熱量也均降低10.6%。

當(dāng)氣相換熱系數(shù)分別為20和100 W/(m2·K)時，液相換熱系數(shù)分別取 200 W/(m2·K)、600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)進行探究，結(jié)果如圖7、圖8 所示。根據(jù)方程關(guān)系我們可以發(fā)現(xiàn)，隨著給水溫度的增加，余熱鍋爐吸熱量不斷減少。具體表現(xiàn)為當(dāng)給水溫度從30 ℃增加到100 ℃時，氣相換熱系數(shù)為20 W/(m2·K)，液相換熱系數(shù)為200 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從149.11 kJ降低到133.25 kJ，吸熱量降低了10.6%，液相換熱系數(shù)分別為 600、1 000 W/(m2·K)時，吸熱量均降低了 10.6%；氣相換熱系數(shù)為 100 W/(m2·K)，液相換熱系數(shù)分別為200 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從546.75 kJ降低到488.61 kJ，吸熱量降低了10.6%，液相換熱系數(shù)分別為 600、1 000 W/(m2·K)時，吸熱量也均降低10.6%。

圖7 給水溫度與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.7 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption

圖8 給水溫度與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.8 Relationship between feed water temperature and boiler heat absorption

3.3 液相換熱系數(shù)的變化

以液相換熱系數(shù)[12]為橫坐標，余熱鍋爐吸熱量為縱坐標，討論溫度在30～100 ℃和氣相換熱系數(shù)在20～100 W/(m2·K)范圍內(nèi)，液相換熱系數(shù)與余熱鍋爐內(nèi)吸熱量的關(guān)系。

當(dāng)溫度分別為30 ℃和100 ℃時，氣相換熱系數(shù)分別取 20 W/(m2·K)、60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)進行探究，結(jié)果如圖9、圖10所示。根據(jù)方程關(guān)系我們可以發(fā)現(xiàn)，隨著液相換熱系數(shù)的增加，余熱鍋爐吸熱量不斷增加。具體表現(xiàn)為當(dāng)液相換熱系數(shù)從200 增加到 1 000 W/(m2·K)時，溫度為 30 ℃，氣相換熱系數(shù)為20 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從149.11 kJ增加到160.81 kJ，吸熱量增加了7.8%，氣相換熱系數(shù)分別為 60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)時，吸熱量分別增加了22.6%和36.4%；溫度為100 ℃，氣相換熱系數(shù)分別為20 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從133.25 kJ增加到143.71 kJ，吸熱量增加了7.8%，氣相換熱系數(shù)分別為 60 W/(m2·K)、100 W/(m2·K)時，吸熱量分別增加了22.6%和36.4%。

圖10 液相換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.10 Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption

當(dāng)氣相換熱系數(shù)為 20 W/(m2·K)和 100 W/(m2·K)時，溫度分別取30 ℃、60 ℃、100 ℃進行探究。結(jié)果如圖11、圖12所示。根據(jù)方程關(guān)系我們可以發(fā)現(xiàn)，隨著液相換熱系數(shù)的增加，余熱鍋爐吸熱量不斷增加。具體表現(xiàn)為當(dāng)液相換熱系數(shù)從200 W/(m2·K)增加到 1 000 W/(m2·K)時，氣相換熱系數(shù)為 20 W/(m2·K)時，溫度為 30 ℃，鍋爐吸熱量從 149.11 kJ增加到160.81 kJ，吸熱量增加了7.8%，溫度分別為60 ℃、100 ℃時，吸熱量增加均為7.8%；氣相換熱系數(shù)分別為100 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從546.75 kJ增加到745.57 kJ，吸熱量增加了36.4%，溫度分別為60、100 ℃時，吸熱量增加均為36.4%。

圖11 液相換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.11 Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption

圖12 液相換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.12 Relationship between liquid phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption

3.4 氣相換熱系數(shù)的變化

以氣相換熱系數(shù)[13]為橫坐標，余熱鍋爐內(nèi)吸熱量為縱坐標，討論溫度在30～100 ℃和液相換熱系數(shù)在200～1 000 W/(m2·K)范圍內(nèi)，氣相換熱系數(shù)與余熱鍋爐內(nèi)吸熱量的關(guān)系。當(dāng)溫度分別為30 ℃和100 ℃ 時 ， 液 相 換 熱 系 數(shù) 分 別 取 200 W/(m2·K)、600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)進行探究。結(jié)果如圖13、圖14所示。根據(jù)方程關(guān)系可以發(fā)現(xiàn)，隨著氣相換熱系數(shù)的增加，余熱鍋爐內(nèi)吸熱量不斷增加。

圖13 氣相換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.13 Relationship between gas phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption

圖14 氣相換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.14 Relationship between gas phase heat transfer coefficient and boiler heat absorption

當(dāng)氣相換熱系數(shù)從 20 W/(m2·K)增加到了100 W/(m2·K)時，溫度為 30 ℃，液相換熱系數(shù)為200 W/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從 149.11 kJ增加到546.75 kJ，吸熱量增加為原來的2.67倍，液相換熱系數(shù)分別為 600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)時，吸熱量分別增加了3.43倍和3.64倍，溫度為100 ℃；液相換熱系數(shù)為200 kW/(m2·K)時，鍋爐吸熱量從133.25 kJ增加到488.60 kJ，吸熱量增加了原來的2.67倍，液相換熱系數(shù)分別為 600 W/(m2·K)、1 000 W/(m2·K)時，吸熱量分別增加了3.43倍和3.64倍。

當(dāng)液相換熱系數(shù)為0.2 kW/(m2·K)和1 000 W/(m2·K)時，溫度分別取30 ℃、60 ℃、100 ℃進行探究，結(jié)果如圖15、圖16所示。根據(jù)方程關(guān)系我們可以發(fā)現(xiàn)，隨著氣相換熱系數(shù)的增加，余熱鍋爐內(nèi)吸熱量不斷增加。具體表現(xiàn)為當(dāng)氣相換熱系數(shù)從20 W/(m2·K)增加到 100 W/(m2·K)時，液相換熱系數(shù)為 200 W/(m2·K)，溫度為 30 ℃ 時，鍋爐吸熱量從 149.11 kJ增加到546.75 kJ，吸熱量增加為原來的2.67倍，溫度分別為60 ℃、100 ℃時，吸熱量均增加了2.67倍；液相換熱系數(shù)為 1 000 W/(m2·K)，溫度為 30 ℃時，鍋爐吸熱量從160.81 kJ增加到745.57 kJ，吸熱量增加為原來的3.64倍，溫度分別為60 ℃、100 ℃時，吸熱量均增加3.64倍。

圖15 氣相換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.15 Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption

圖16 氣相換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系Fig.16 Relationship between feed water pressure and boiler heat absorption

4 結(jié)論

通過研究分析余熱鍋爐的工作原理及傳熱傳質(zhì)機理，計算給水溫度、給水壓力、換熱系數(shù)與鍋爐吸熱量關(guān)系，可以得到以下結(jié)論：

1）給水溫度在30～100 ℃范圍，隨著給水壓力的升高，余熱鍋爐的吸熱量會降低，并且給水壓力增加的同時，隨著溫度的升高，吸熱量降低的百分比會越小。

2）給水溫度從30 ℃增加到100 ℃，液相換熱系數(shù)為定值時，氣相換熱系數(shù)增加，則鍋爐吸熱量減少得越多；當(dāng)氣相換熱系數(shù)為定值時，液相換熱系數(shù)的增加，鍋爐吸熱量減少得越多，同時兩種情況下鍋爐吸熱量的降低比例始終保持不變。液相換熱系數(shù)增加時，隨著氣相換熱系數(shù)的增加，鍋爐系熱量會增加。

3）當(dāng)氣相換熱系數(shù)為定值時，液相換熱系數(shù)增加，隨著溫度的增加，鍋爐吸熱量會不斷增加；氣相換熱系數(shù)增加時，隨著液相換熱系數(shù)的增加，鍋爐吸熱量會增加。當(dāng)液相換熱系數(shù)為定值時，氣相換熱系數(shù)增加，隨著溫度的增加，鍋爐吸熱量會增加。

參考文獻：-

[1]姚妹銘, 付國.電力新能源與生態(tài)環(huán)境 評《電力環(huán)保政策法規(guī)匯編》 [J].環(huán)境工程, 2020, 38（10）: 246.

YAO M M, FU G.New energy of electric power and ecological environment——Comment on the compilation of electric power environmental protection policies and regulations [J].Environmental engineering, 2020, 38（10）: 246.

[2]張甲, 席靜, 胡久平.新能源技術(shù)的研究綜述 [J].山東化工,2018, 47（19）: 75+83.DOI: 10.3969/j.issn.1008-021X.2018.19.029.

ZHANG J, XI J, HU J P.Research summary on new energy technology [J].Shandong Chemical Industry, 2018, 47（19）:75+83.DOI: 10.3969/j.issn.1008-021X.2018.19.029.

[3]嚴輝.整體煤氣化聯(lián)合循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)技術(shù)研究綜述 [J].化學(xué)工程與裝備, 2015（2）: 155-157.

YAN H.Summary of research on integrated coal gasification combined cycle power generation system [J].Chemical Engineering & Equipment, 2015（2）: 155-157.

[4]厲劍梁.燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組余熱鍋爐優(yōu)化研究 [D].北京: 華北電力大學(xué)(北京), 2017.

LI J L.Study on optimization of heat recovery steam generator for gas-steam combined cycle unit [D].Beijing: North China Electric Power University(Beijing), 2017.

[5]王穎, 邱朋華, 吳少華, 等.IGCC系統(tǒng)中余熱鍋爐的優(yōu)化研究 [J].電站系統(tǒng)工程, 2009, 25（5）: 31-32+35.DOI: 10.3969/j.issn.1005-006X.2009.05.013.

WANG Y, QIU P H, WU S H, et al.Study on optimization of HRSG in IGCC system [J].Power System Engineering, 2009,25（5）: 31-32+35.DOI: 10.3969/j.issn.1005-006X.2009.05.013.

[6]劉傳成.燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)雙壓、三壓再熱余熱鍋爐性能分析 [J].科技風(fēng), 2020（25）: 106-107.DOI: 10.19392/j.cnki.1671-7341.202025053.

LIU C C.Comparison and analyses of dual and triple pressureHRSG performance in combined cycle power plant [J].Technology Wind, 2020（25）: 106-107.DOI: 10.19392/j.cnki.1671-7341.202025053.

[7]沈桂男.三壓再熱余熱鍋爐及運行 [C]//中國電機工程學(xué)會.大型燃氣輪機發(fā)電技術(shù)發(fā)展學(xué)術(shù)研討會, 杭州, 2005-10-17.北京: 中國電機工程學(xué)會, 2006: 206-212.

SHEN G N.Three pressure reheat waste heat boiler and its operation [C]//CSEE.Academic Seminar on the Development of Large Gas Turbine Power Generation Technology, Hangzhou,October 17, 2005.Beijing: CSEE, 2006: 206-212.

[8]陳俊, 徐民.400 MW級燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組余熱鍋爐調(diào)試技術(shù)與實踐 [J].上海節(jié)能, 2019（10）: 858-863.DOI: 10.13770/j.cnki.issn2095-705x.2019.10.012.

CHEN J, XU M.Commissioning technology and practice on heat residual boilers in 400 MW gas-steam combined circulation unit [J].Shanghai Energy Conservation, 2019（10）: 858-863.DOI: 10.13770/j.cnki.issn2095-705x.2019.10.012.

[9]陳維春, 李素芬.余熱鍋爐動態(tài)特性的數(shù)值計算 [J].節(jié)能,2002（3）: 8-10+2.DOI: 10.3969/j.issn.1004-7948.2002.03.003.

CHEN W C, LI S F.Numerical calculation of dynamic performance of dual-pressure heat recovery steam generator [J].Energy Conservation, 2002（3）: 8-10+2.DOI: 10.3969/j.issn.1004-7948.2002.03.003.

[10]黃文波, 林汝謀, 肖云漢, 等.聯(lián)合循環(huán)中余熱鍋爐及其熱力特性分析 [J].燃氣輪機技術(shù), 1996, 9（4）: 21-30.

HUANG W B, LIN R M, XIAO Y H, et al.Analysis of waste heat boiler and its thermal characteristics in combined cycle [J].Gas Turbine Technology, 1996, 9（4）: 21-30.

[11]呂太, 郭耀德, 霍利, 等.350 MW級燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)電站余熱鍋爐配置 [J].華北電力技術(shù), 2006（10）: 9-11+19.DOI: 10.3969/j.issn.1003-9171.2006.10.003.

Lü T, GUO Y D, HUO L, et al.Heat recovery steam generator choice of 350 MW class combined cycle power plant [J].North China Electric Power, 2006（10）: 9-11+19.DOI: 10.3969/j.issn.1003-9171.2006.10.003.

[12]聶宇宏, 梁融, 錢飛舟, 等.高爐煤氣余熱鍋爐數(shù)值模擬與傳熱系數(shù)的修正 [J].江蘇科技大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版), 2014,28（1）: 46-49.DOI: 10.3969/j.issn.1673-4807.2014.01.009.

NIE Y H, LIANG R, QIAN F Z, et al.Numerical simulation of BFG waste heat boiler and correction of its heat transfer coefficient [J].Journal of Jiangsu University of Science and Technology(Natural Science Edition), 2014, 28（1）: 46-49.DOI:10.3969/j.issn.1673-4807.2014.01.009.

[13]郁鴻凌, 杜艷艷, 葛衛(wèi)東, 等.對干熄焦余熱鍋爐熱力計算中傳熱系數(shù)的探討 [J].工業(yè)鍋爐, 2009（2）: 14-17.DOI: 10.3969/j.issn.1004-8774.2009.02.003.

YU H L, DU Y Y, GE W D, et al.Discussion on the heat transfer coefficient in thermal calculation of CDQ waste-heat boiler [J].Industrial Boiler, 2009（2）: 14-17.DOI: 10.3969/j.issn.1004-8774.2009.02.003.