可獨立運行的復合型高效余熱鍋爐數值模擬研究

中圖分類號：TK123 文獻標志碼：A 文章編號：1000-582X（2025）07-104-11

doi：10.11835/j.issn.1000-582X.2025.07.010

Numerical simulation study of a high-efficiency compound waste heat boiler capable of independent operation

FAN Cheng1，2a， QIANG Xiangmin1，2a， YUAN Yi^1，2a ，LI Bing1，2a，LI Qibin2

（1.Powerchina Dujiang Electric Power Equipment Co.，LTD.， Dujiangyan， Sichuan 611833，P.R. China; 2a.College of Power Engineering; 2b.Key Laboratory ofLow-grade Energy Utilization Technologies and Systems， Ministry of Education， Chongqing University， Chongqing 40oo44， P. R. China）

Abstract： This study designs and simulates a high-eficiency compound waste heat boiler capable of operating independently.The boiler is designed to function withina gas-steam combined cycle and can also operate independentlywithout a gas turbine.A three-dimensional numerical model of the boiler is established using computational fluid dynamics（CFD） software to simulate its performance under three steady-state operating modes.Inadition，the overall characteristics of the dynamic switching process between diferent modes are analyzed.The simulation results show that all three modes can meet heat load demands by adjusting the supplementary gas combustion during steady-state operation.During dynamic switching，the control method

proposed in this study ensures stable operation of the waste heat boiler throughout the entire transition process.

Seamless switching between the three operating modes is successfully achieved.

Keywords： waste heat boiler; numerical simulation; dynamic switching; gas turbine

“碳達峰碳中和\"目標的提出，將進一步提高能源利用率、推進節能減排工作，加快建設資源節約型、環境友好型社會以實現我國經濟的可持續發展。天然氣分布式能源系統是一種可以實現冷熱電聯供的清潔能源系統，以燃氣輪機燃燒天然氣發電，并在出口接人余熱鍋爐以實現煙氣余熱的回收利用，可以有效利用不同品位的熱能，綜合能源利用率可達到 70% 以上。隨著天然氣價格改革推進，技術條件趨于成熟，環保節能議題愈發重要，推動天然氣分布式能源應用和發展，具有重要的現實意義和戰略價值[14]。

燃氣-蒸汽聯合循環具有循環效率高和啟停便捷等特點，在工業領域受到越來越多的重視。傳統工業鍋爐排煙尾氣溫度高達 400^°C ，即使經過節能器的回收，排煙溫度也達到 100～150^°C ，高排煙溫度將造成較大的可用能損失。引入余熱鍋爐能有效回收尾氣中的熱量，進一步提升發電效率，降低排放。但天然氣分布式能源余熱鍋爐的流程和配套裝置相比于傳統鍋爐更為復雜，存在燃燒高含硫量天然氣可能帶來的腐蝕和泄露問題，仍需對其特性進行深人研究[5-10]。白鳳臣等[通過分析排煙溫度、過量空氣系數和工藝流體溫度和流量等影響，提出使用多種低溫熱源進行組合，并采取 1.05～1.1 的過量空氣系數的方法控制排煙溫度。劉民等[2利用噴淋循環水在混合換熱塔中直接換熱，實現了 80% 以上的熱能回收率。馬金偉等[13針對余熱鍋爐運轉過程不斷發生腐蝕和泄露等問題，通過理論分析提出增加省煤器和前置預熱器，使用露點監測儀等實現受熱面溫度監測，防止鍋爐發生腐蝕。孫亞琴等[4利用Aspen進行仿真和改進，通過改變過熱器流程，增加相應預熱器和省煤器，設計出熱力性能優于原型鍋爐的新型鍋爐。李廣偉等[15通過比較增加主蒸汽流量、增加中壓蒸汽受熱面、尾部布置給水預熱器兒種方案的可行性和經濟性，提出布置給水預熱器能作為降低鍋爐排煙溫度的有效方案。目前，已有學者利用計算流體力學（computational fluid dynamics，CFD）模擬的方法對余熱鍋爐換熱及流動進行了研究，成海泉等利用CFD針對高溫大容量AQC余熱鍋爐內部煙氣流動進行CFD模擬，獲得了鍋爐內部速度、溫度等流場參數，并進行了相應的優化設計。楊震等\"\"利用CFD對余熱鍋爐煙道入口進行了數值模擬，發現余熱鍋爐人口煙道的不同結構對其速度場的分布會產生重要的影響。Manickam等[8]對余熱鍋爐進行了模擬，研究了鍋爐燃燒穩定性。Zhinov等[利用CFD模擬了余熱鍋爐排氣管內的流動，對余熱鍋爐氣體管道的幾何特性進行了優化。

目前，國外內天然氣分布式能源系統普遍采用“燃氣輪機 ⁺ 余熱鍋爐 + 燃氣鍋爐\"的配置模式，即在用電負荷需求降低冷熱負荷需求上升的情況下，投入燃氣鍋爐，解決區域用能需求波動大的問題。但這種分布式能源配置初投資大、設備閑置率高、占地面積大，余熱鍋爐和燃氣鍋爐啟停頻繁，降低其使用壽命，運行操作比較復雜。

針對傳統燃機余熱鍋爐存在的問題，文中提出了一種可獨立運行的復合型高效余熱鍋爐，既能配合燃氣輪機實現燃氣-蒸汽聯合循環，也能脫離燃氣輪機獨立運行，替代原分布式能源站單獨配置的燃氣鍋爐，從而降低整個項目投資、減少場地占用，系統運行控制更加簡便，余熱鍋爐長期運行大幅度減少了鍋爐頻繁啟停，提高了使用壽命。文中利用CFD數值模型，建立了該余熱鍋爐的計算模型，分別模擬了鍋爐在與燃氣輪機聯動運行、帶補燃與燃氣輪機聯動運行和完全脫離燃氣輪機獨立運行的3種模式下的穩態運行特性，并且模擬了不同模式間動態切換過程換熱特性變化。

1模型和計算方法

1.1物理模型及邊界條件

文中提出的余熱鍋爐幾何模型如圖1所示，分別由換熱系統（高溫過熱器、低溫過熱器、蒸發器、省煤器、給水加熱器）、煙風系統（再循環煙道、旁路煙道、引風機、煙肉）、汽水系統、燃燒系統組成。煙氣進口處接入燃氣輪機出口，余熱鍋爐煙氣上下2個出口都接入煙肉。由于煙肉設計尺寸相比鍋爐模型更大，在模型建立過程中將煙囪省略，上下2個煙氣出口分別設置為壓力出口，通過設置不同壓頭來模擬煙肉阻力，從而減少模擬計算所需時間。

實驗簡化了換熱器的實際模型，采用等效體積的方法對模型進行簡化，在計算中不考慮蒸汽側流動，蒸汽溫度通過一維模型或者設計參數給定，換熱過程采用radiator模型進行計算，過程壓降和空氣經過換熱器的加速效應利用多孔介質模型計算。在模擬的半補燃及全補燃過程中，選擇eddy-dissipation模型來進行模擬化學反應。渦耗散模型，將湍流速率作為化學反應速率，不計算阿雷尼烏斯公式，化學反應速率由大渦混合時間尺度ε/k控制，只要湍流出現 （ε/kgt;0） ，燃燒即可進行，不需要點火來啟動，對于甲烷-空氣這樣的燃燒具有較高的模擬精度。

圖1余熱鍋爐幾何模型

Fig.1 Geometricmodel ofwasteheatboiler

1.2控制方程與計算方法

連續性方程：

式中： u_i?u_j?u_k 分別為 x，y，z3 個方向的速度分量， m/s;ρ 為密度， kg/m³ ；t為時間，s。

動量方程：

式中： p 為微元體上的壓強， Pa;τ_ii，τ_ij，τ_ik 是作用在微元表面上的黏性應力 τ 的分量， Pa;f_i，f_j，f_k 為 x，y，z3 個方向上的單位質量力，m/s2，若質量力只包括重力，且為z軸垂直向上，則fi=fj=0，f=-g。

能量方程：

式中： E 是單位體內的能量； 是鍋爐內燃料燃燒產生的能量； 為鍋爐外部換熱器換熱量。

Realizable _k-ε 模型中傳遞方程 k 和 ε 方程分別可寫為

渦黏度：

其他的常數項值為： C_1ε=1.44，C₂=1.9，σ_ε=1.0，σ_ε=1.2 0

1.3 網格劃分及網格無關性驗證

網格劃分方式采用結構 + 非結構網格耦合的方式，結構復雜的區域如燃燒室，煙氣出口處等區域采用非結構網格;結構簡單的區域，如省煤器，給水加熱器等區域采用結構化網格。網格的平均正交率約 90% ，最大扭曲度不超過 5% 。

通過調整網格尺寸對不同網格數進行了網格無關性驗證，模擬結果如圖2所示，分別監測了余熱鍋爐內部換熱器總換熱量以及對應的排煙溫度，發現當整體計算區域整體網格數目約200萬時，模擬結果受網格尺寸影響較小，可以精確地完成鍋爐內流動傳熱過程進行模擬。因此，文中最終采用的網格數目為212萬的網格進行模擬。余熱鍋爐的相關模擬結果也和實際設計值進行了對比，設計值和模擬值的誤差在 5% 以內，表明文中CFD模擬精度可靠。

圖2網格無關性驗證對比圖

Fig.2 Comparison ofgrid independenceverification

2 模擬結果與討論

2.13種運行模式穩態仿真結果

在給定燃氣輪機排氣狀態參數（流量、壓力、溫度），通過模擬燃氣輪機與余熱鍋爐聯動運行，得到不補燃模式下余熱鍋爐的熱力性能。模擬中，燃機的模型采用文獻[20]中的燃氣輪機出口性能曲線，其性能變化曲線如圖3所示。在不補燃模式下，余熱鍋爐上部煙道與下部煙道之間的關斷隔板門關閉，此時只有上部煙道連通煙肉進行排煙。

Fig.3Outletperformance of gasturbine

首先，模擬了當燃氣輪機出力為 100% 時，余熱鍋爐的運行特性。圖4為當前工況下，余熱鍋爐內部溫度分布和壓力分布云圖。由圖可知，高溫煙氣在進入余熱鍋爐后，依次通過高溫過熱器、低溫過熱器、蒸發器、省煤器、給水加熱器進行換熱，鍋爐內部平均溫度也逐漸降低，余熱鍋爐的進出口煙溫分別為 510^°C 和158^°C 。由圖1所示的幾何模型可知，在余熱鍋爐人口段的流道面積遠小于余熱鍋爐區域的流道面積，在保持煙氣質量流量一定的情況下，人口處的流速為 62.15m/s ，鍋爐內部其他區域的流速為 20m/s ，遠低于入口處流速。當高速流體流經過熱器2時，由于流動阻力較大，煙氣流速驟降，在此處形成了高壓區。根據文中的模擬結果和鍋爐的設計手冊，在不補燃模式運行時，鍋爐內部的壓降約為 1300Pa ，而燃機背壓和出口壓力之差約為 1500Pa 。因此，在此種運行模式下，余熱鍋爐可利用燃機背壓驅動內部的煙氣流動，不需要外接其他動力設備。

圖3燃氣輪機出口性能曲線

圖4余熱鍋爐內部溫度和壓力分布云圖

Fig.4Temperature and pressure contourinwaste heatboiler

文中還模擬了在輸出熱負荷不變，燃氣輪機出力變為初始時刻的 70% ） 50% 、 30% 時，余熱鍋爐運行的工況的詳細參數。具體運行參數如表1所示。

表1燃氣輪機不同負荷下詳細參數

Table1 Parametersofgasturbineunderdifferentloads

結果表明，當燃氣輪機與余熱鍋爐聯動運行，燃氣輪機負荷減小時，余熱鍋爐出力也隨之減小，不能滿足提供相應過熱蒸汽所需熱負荷，故在燃汽輪機負荷減小時，應當通過補燃提供不足的熱負荷使鍋爐能夠供應充足的過熱蒸汽。

2.1.1余熱鍋爐與燃氣輪機聯動運行（半補燃）模式

根據燃氣機變工況性能曲線圖，燃氣輪機出力降低時，出口溫度幾乎不變，出口排氣流量降低，根據熱力學計算可知，進口煙氣焓值也相應降低，若要保證熱負荷不變，則需添加燃料增加相應的換熱量。根據甲烷熱值與質量的關系，可以計算出補燃燃料質量流量，得到穩定補燃后的熱負荷。根據甲烷與氧氣的兩步反應方程式，計算得到添加燃料完全燃燒需要的氧氣量，通過三維模擬再次核算燃料的燃燒情況。圖5為燃氣輪機出力為 50% 時，余熱鍋爐半補燃時鍋爐內部溫度分布圖，表2數據為燃機處理變化的情況下，余熱鍋爐內部換熱量、換熱器最高溫度、進出口煙溫、煙氣流量及補燃量等參數，在燃機出口負荷變化的情況下，整體換熱量有相應的變化，在燃機出口降低到一定量時，需要余熱鍋爐內部額外補燃來維持鍋爐提供穩定的換熱量。

圖5燃氣輪機出力 50% 時余熱鍋爐半補燃模式溫度分布

Fig.5Temperature contour of waste heat boiler in semi-supplementary combustion mode when gas turbine output is 50% （204號

表2半補燃模式多工況數據匯總

Table2 Summary of multi-working operating conditions data of semi-supplementary combustion mode

研究表明，在計算的多種半補燃模式下，文中燃氣輪機出口的殘氧均可保障甲烷的完全燃燒，燃氣鍋爐與燃氣輪機可以聯動運行。

2.1.2余熱鍋爐獨立運行模式仿真

當燃機負荷降低直至燃機退出運行時，余熱鍋爐適時進入獨立運行模式，此時開啟引風機，維持燃燒區域微負壓狀態。通過再循環煙道引入尾部低溫煙氣與燃燒器區域產生的高溫煙氣混合，降低煙氣溫度后進入過熱器，確保過熱器安全運行;打開布置在燃燒器附近的吸風口空氣調節門，及時補充適量空氣以維持燃燒器穩定燃燒。

根據能量守恒原理，添加燃料產生的熱量，一部分被出口的空氣帶走，另一部分被換熱器吸收。因此，需添加的燃料，通過迭代的辦法進行計算，使其產生熱量至少等于設計的換熱器熱負荷加上離開余熱鍋爐煙氣所帶走的能量。根據甲烷與氧氣的兩步反應方程式，通過調整風機風壓，使得通過燃燒器的氧氣的質量流量高于完全燃燒所需要的氧氣量以保證燃料完全燃燒。文中分別計算了余熱鍋爐獨立運行時，熱負荷分別為3440.9，12301.6，15070.5kW 時，鍋爐內部換熱情況，圖6為熱負荷為 3440.9kW 時，鍋爐內部溫度分布云圖及各換熱器換熱量分布。

表3調整后余熱鍋爐獨立運行工況匯總

Table3Summary of independent operation conditions of waste heat boiler after adjustment

2.23種模式間切換及模式變化動態仿真

通過改變參數和模式切換驗證3種模式（第1種，不帶補燃與燃氣輪機聯動運行轉換至帶補燃與燃氣輪機聯動運行;第2種，帶補燃與燃氣輪機聯動運行轉換至脫離燃氣輪機獨立運行;第3種，脫離燃氣輪機獨立運行轉換至帶補燃與燃氣輪機聯動運行）的動態變化過程及無縫切換控制，分析煙氣流場、溫度場等的變化規律以及控制的便利性，確定最佳控制調節策略。

圖6調整后獨立運行負荷 3440.9kW 溫度分布云圖

Fig.6Temperaturecontourat independentoperation 3440.9kW afteradjustment

圖7煙氣和燃料質量隨時間變化圖

Fig.7DiagramVariationoffluegasand fuelqualityovertime

2.2.1不帶補燃與燃氣輪機聯動運行轉換至帶補燃與燃氣輪機聯動運行

動態仿真過程中，初始狀態為燃機負荷 100% 穩定運行的穩態工況，此時對邊界條件輸入相應的擾動（燃機變負荷后排氣流量與溫度變化），為了保證在整個動態變化過程中，余熱鍋爐負荷能夠始終保持相對穩定，使得換熱量能有一個較為平穩的過渡，需要對余熱鍋爐進行一定的補燃。補燃量的確定依照燃氣輪機出力的變化情況確定。變工況動態運行過程中，燃機負荷變化從 100% 下降到 70% ，燃機負荷變化調整時間為300s;根據燃機相關曲線可知，燃機負荷下降到 70% 時，燃機出口排氣溫度不變，流量降低為滿負荷的 75% ，煙氣流量約在300s內近似線性降低至滿負荷運行的 75% ；根據前期變工況的穩態研究可知，補燃量、燃料進口流量同樣在煙氣流量變化的時間內進行調整，增加到所需補燃量。

圖8為總換熱量變化趨勢圖，從換熱量的動態變化可以看出，前 300s 的變化主要是由于進口的煙氣流量發生變化后，使得換熱器的換熱量發生下降，最低達到 17500kW ，而當300s后，由于補燃量達到最大，進口的煙氣工況穩定，此時的換熱量開始逐漸升高，最高達到 18600kW 。整體的變化幅度在 -3.8%～2.2% 。圖9為鍋爐出口處煙溫變化趨勢圖，從出口煙溫的動態變化可以看出，整個動態切換的過程中，出口煙溫都是逐漸下降的，最終達到穩定的值為 158^°C ，變化幅度為 4.6% 。

圖8總換熱量變化趨勢圖Fig.8Total heattransfer trend

圖9鍋爐出口處煙溫變化趨勢圖

Fig.9Smoketemperaturevariationtrendatboileroutlet

表4為以換熱量為判定指標的動態響應時間，以 70% 負荷時穩態換熱量 18211kW 為指標，當穩定的判定準則為穩定換熱量的 1% 時，余熱鍋爐的穩定時間為 556.2s ；當穩定的判定準則為穩定換熱量的 ±3% 時，余熱鍋爐動態響應時間僅為 16.2s 。若誤差值取為 ±10kW ，穩定時間為885s；誤差值取為 ±100kW ，穩定時間為 656.9s ；誤差值取為 ±300kW ，穩定時間為 437.9s 。

表4不同穩定判據下的穩定時間

Table4Stabilitytimeunderdifferentstabilitycriteria

2.2.2帶補燃與燃氣輪機聯動運行無縫切換至脫離燃氣輪機獨立運行

為保持鍋爐系統的穩定性，當燃氣輪機負荷降低到 30% 時退出運行，燃機排氣通過旁路煙道直接排至煙囪，不再通過余熱鍋爐。此時，余熱鍋爐進入獨立運行模式，開啟引風機和煙氣再循環系統，利用再循環煙道引入尾部低煙氣降低燃燒器后的煙氣溫度，通過吸風口補充空氣維持燃燒器穩定燃燒。如圖10所示，依據燃氣輪機啟停特性與工程實際經驗，氣流切換過程中燃氣輪機排氣溫度不變，流量在10s內近似線性地減少至0（通過旁路煙道排走）。同時，在切換流道前，開啟引風機和再循環煙道，開啟吸風口，完成對應模式切換。

Fig.10Variationoffueland fluegasflowovertime

圖11為鍋爐總換熱量在0～350 s內變化情況，可以看出，由于過熱器二在模式切換中，從運行狀態切換至關閉狀態，鍋爐總體換熱量在 0～3.4s 內迅速由 18753kW 下降到 s后，隨著燃料燃燒產生煙氣的擴散，高溫煙氣的流量增加，抵消了排氣減少與換熱器關閉帶來的換熱量降低，總換熱量呈現上升態勢。12.4s后，換熱量略微波動后緩慢上升并最終穩定在 19273kW ，略高于初始狀態 2.77% 。以變化量不大于3% 為標準，余熱鍋爐在200.4s時，即達到穩定，穩定所用時間為 190.4s ○

2.2.3脫離燃氣輪機獨立運行轉換至帶補燃與燃氣輪機聯動運行

為維持鍋爐系統穩定運行，完成余熱鍋爐設計目標，使鍋爐系統能從獨立運行狀態穩定切換至與燃氣輪機聯動運行狀態，當燃氣輪機負荷達到 30% 時，介入運行，燃氣輪機排氣通過余熱鍋爐煙氣入口排入鍋爐。煙氣排入前關閉再循環煙道，打開引風機旁路煙道，關閉風機和吸風口。文中依據燃氣輪機啟停特性與工程實際，氣流切換過程中燃氣輪機排氣溫度不變，流量10s內近似線性增加至對應流量（通過煙氣入口進入）。在煙氣進入過程中，關閉引風機和再循環煙道，關閉吸風口，完成流道切換與對應的模式切換。

圖12為切換至獨立運行過程中，鍋爐總換熱量隨時間變化情況，圖13為燃料和煙氣的質量流量隨時間變化圖，可以看出，由于煙氣流量的迅速增加，在此期間補燃燃料流量有所降低，但總換熱量上升，從初始狀態為 19613kW ，在 34s 時，增加到 26104kW 。隨著燃氣輪機排煙量的增加，高溫煙氣擴散帶來了更多的換熱量抵消了補燃燃料減少帶來的影響，總換熱量在此階段呈上升趨勢。34s后，換熱量逐漸降低，并于170 s時，達到 22348kW ，從曲線趨勢來看，換熱量最終趨于穩定。在切換過程中，換熱量波動最大為 33.1% ，考慮到換熱量發生較大變化的時間較短（超過 25% 為 8～77.3s ，超過 20% 為 5.5～100.5s， ，在切換過程較為平穩。

圖11總換熱量 在 內變化情況 Fig.11 Total heat transfer changes in

圖10燃料、煙氣流量隨時間變化圖

圖12總換熱量隨時間變化情況Fig.12Total heattransferovertime

圖13質量流量隨時間變化圖Fig.13Massflowover time

3結論

1）文中設計并模擬了一種可獨立運行的復合型高效余熱鍋爐，該復合型高效余熱鍋爐既能配合燃氣輪機實現燃氣-蒸汽聯合循環，也能脫離燃氣輪機獨立運行，替代原分布式能源站單獨配置的燃氣鍋爐從而降低投資費用、減少場地占用、使得系統運行控制更加簡便。

2）在3種模式穩態運行時，不補燃模式下，余熱鍋爐與燃氣輪機聯動運行，僅依靠燃機背壓推動是可行的；當燃氣輪機出力變為初始時的 70%50% 及 30% 時，余熱鍋爐整體換熱量分別降低 22.5%.41% 和 57.3% ；在計算的多種半補燃模式下，燃機出口的殘氧均可保障甲烷的完全燃燒；當燃機負荷降低，直至燃機退出運行時，余熱鍋爐適時進入獨立運行模式，此時，開啟引風機，并適當調整再循環煙氣量，可維持燃燒區域微負壓狀態。

3）在余熱鍋爐不同模式的動態切換過程中，啟動引風機和煙氣再循環，維持燃燒器區域微負壓狀態，依靠引風機提供動力將燃機排氣或中溫煙氣引入余熱鍋爐換熱。3種模式間切換及模式變化動態仿真模擬結果表明，按照所涉及的模式切換要求，整個過程中余熱鍋爐運行狀態平穩，3種工作模式可實現無縫切換。

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（編輯 陳移峰）