增壓鍋爐緊急降負(fù)荷能力及其特性分析

李玖江，金家善，倪何，嚴(yán)志騰，朱泳

（1. 海軍工程大學(xué) 動力工程學(xué)院，湖北 武漢，430033）2. 海軍裝備部駐上海地區(qū)軍事代表局，上海，310000）

增壓鍋爐緊急降負(fù)荷能力及其特性分析

李玖江1，金家善1，倪何1，嚴(yán)志騰1，朱泳2

（1. 海軍工程大學(xué) 動力工程學(xué)院，湖北 武漢，430033）2. 海軍裝備部駐上海地區(qū)軍事代表局，上海，310000）

針對增壓鍋爐在緊急降負(fù)荷過程中的突然熄火現(xiàn)象，進(jìn)行增壓鍋爐裝置降負(fù)荷特性研究。在一定假設(shè)和簡化條件下，將增壓鍋爐裝置劃分為渦輪增壓機組、空氣夾層、爐膛、風(fēng)道系統(tǒng)、煙氣系統(tǒng)5個模塊，并由此建立增壓鍋爐緊急降負(fù)荷過程的數(shù)學(xué)模型。利用建立的模型對某型船用增壓鍋爐裝置進(jìn)行仿真研究。研究結(jié)果表明：該型鍋爐的最大降負(fù)荷能力為49.709%，考慮到必需的安全余量，建議降負(fù)荷程度不超過全負(fù)荷45%的緊急降負(fù)荷。

增壓鍋爐；降負(fù)荷能力；仿真建模；鍋爐動態(tài)特性

鍋爐是船舶蒸汽動力裝置最重要的組成部件，為動力設(shè)備提供一定壓力和溫度的蒸汽，其工作狀態(tài)直接關(guān)系到整個動力系統(tǒng)運行的安全性、穩(wěn)定性和經(jīng)濟(jì)性［1］。所謂船用增壓鍋爐，是指利用壓氣機替代鼓風(fēng)機向鍋爐爐膛輸送助燃空氣的鍋爐，與常規(guī)鍋爐裝置相比，增壓鍋爐在熱負(fù)荷、體積、質(zhì)量、經(jīng)濟(jì)性和機動性等方面占有較大優(yōu)勢，適用于大型水面艦船和偏遠(yuǎn)地區(qū)的大型工廠電站，目前在海軍艦艇動力裝置和陸地電站中得到了廣泛應(yīng)用［2-3］。增壓鍋爐裝置由鍋爐本體和渦輪增壓機組兩部分組成，兩者的熱力耦合關(guān)系極其復(fù)雜。一方面，渦輪增壓機組的壓氣機由煙氣渦輪和輔助汽輪機共同驅(qū)動，而進(jìn)入煙氣渦輪的煙氣量和煙氣參數(shù)，以及進(jìn)入輔助汽輪機的蒸汽參數(shù)都取決于鍋爐負(fù)荷；另一方面，鍋爐負(fù)荷和煙氣參數(shù)又受到渦輪增壓機組空氣流量和排出壓力的影響。渦輪增壓機組和鍋爐本體既相互聯(lián)系又相互影響，相互匹配構(gòu)成一個有機整體。由于增壓鍋爐裝置內(nèi)部部件間存在強烈的耦合關(guān)系，所以增壓鍋爐與使用汽輪鼓風(fēng)機的常規(guī)鍋爐相比，其動態(tài)特性非常復(fù)雜，在某些情況下會出現(xiàn)一些常規(guī)鍋爐沒有的特殊現(xiàn)象，比如緊急降負(fù)荷過程中的突然熄火等。增壓鍋爐的緊急降負(fù)荷特性與常規(guī)鍋爐完全不同。當(dāng)鍋爐負(fù)荷（噴油量）突減時，由于爐膛煙氣的熱慣性和渦輪增壓機組轉(zhuǎn)子的機械慣性，煙氣渦輪的輸出功和壓氣機的轉(zhuǎn)速不會快速地降低，這使得進(jìn)入爐膛的空氣流量和壓力不會快速跟隨鍋爐負(fù)荷的變化，而是有一個明顯的滯后，其結(jié)果是在增壓鍋爐緊急降負(fù)荷過程中，爐膛的空氣過余系數(shù)會出現(xiàn)驟升從而導(dǎo)致鍋爐突然熄火，影響動力系統(tǒng)的安全運行。目前，國內(nèi)外針對增壓鍋爐裝置的研究大多是從功率平衡的角度出發(fā)，基于穩(wěn)態(tài)或者準(zhǔn)靜態(tài)模型來分析鍋爐的熱力過程［4-5］以及鍋爐與渦輪增壓機組之間的匹配特性［6］，對于緊急降負(fù)荷過程的研究不多。曹占偉［7］分析了增壓鍋爐穩(wěn)態(tài)工況下對燃油施加擾動后，鍋爐汽包壓力、水位及過熱蒸汽溫度等參數(shù)的一系列動態(tài)響應(yīng)情況，但未考慮降負(fù)荷過程中煙氣壓力及流量的響應(yīng)情況。姜任秋等［4］研究船用增壓鍋爐在變工況時煙氣流量和參數(shù)的變化，但沒有考慮壓氣機特性以及空氣流量變化對爐膛燃燒的影響。朱泳等［8］為定量分析動力系統(tǒng)的機動性，通過對鍋爐蓄熱和蒸汽管路蓄熱2個能量平衡關(guān)系的分析，得到了增壓鍋爐在穩(wěn)態(tài)工況下施加負(fù)荷突降擾動后爐膛煙氣參數(shù)的動態(tài)響應(yīng)特性，但是這個特性是在假定燃燒和給水工況不變的情況下得到的，沒有考慮渦輪增壓機組與鍋爐之間的耦合關(guān)系。本文作者以船用增壓鍋爐裝置的煙氣系統(tǒng)為研究對象，建立鍋爐爐膛、空氣夾層、渦輪增壓機組、煙氣流體網(wǎng)絡(luò)的仿真模型，采用分段集中參數(shù)法計算煙氣系統(tǒng)各處壓力、流量和溫度的變化，并通過對仿真結(jié)果的分析，深入研究增壓鍋爐的降負(fù)荷能力及其特性，為增壓鍋爐裝置的安全、健康、高效運行提供支持。

1　模型概述

1.1模塊劃分

本文采用面向?qū)ο蟮哪K化思想［9］，按照設(shè)備和工質(zhì)流程對增壓鍋爐裝置進(jìn)行模塊化分解，將整個鍋爐裝置劃分為渦輪增壓機組、鍋爐爐膛、空氣夾層、風(fēng)道系統(tǒng)和鍋爐煙氣系統(tǒng)5個模塊，模塊劃分和關(guān)聯(lián)關(guān)系如圖1所示。

爐膛作為整個增壓鍋爐裝置數(shù)學(xué)建模的出發(fā)點，通過對爐膛燃燒過程的仿真，可以計算出爐膛出口煙氣參數(shù)，進(jìn)而得到鍋爐煙氣系統(tǒng)各處煙氣的溫度、壓力分布和流量變化；空氣夾層模塊主要用于計算爐膛的進(jìn)口壓力，為爐膛壓力計算提供邊界條件；渦輪增壓機組模塊由壓氣機、煙氣渦輪、輔助汽輪機和增壓機組轉(zhuǎn)子組成，用于計算壓氣機轉(zhuǎn)速、流量和排出壓力的動態(tài)變化；風(fēng)道系統(tǒng)和鍋爐煙氣系統(tǒng)模塊用于反映系統(tǒng)各處空氣和煙氣的壓力-流量耦合關(guān)系，為設(shè)備模塊提供計算邊界。

1.2建模準(zhǔn)則

增壓鍋爐作為一種具有大慣性、強非線性和分布參數(shù)特性的對象，工作過程十分復(fù)雜，在建模時進(jìn)行如下假設(shè)：

1） 將爐膛燃燒看作加熱過程，煙氣作為理想氣體處理；

2） 計算鍋爐內(nèi)部煙氣參數(shù)分布和流量變化時，采用分段集中參數(shù)法根據(jù)煙氣流動方向劃分爐膛、對流蒸發(fā)管束、過熱器和經(jīng)濟(jì)器4個出口截面，并假設(shè)各截面處煙氣流量和參數(shù)分布均勻；

3） 流體網(wǎng)絡(luò)建模時，把流體的可壓縮性集中于節(jié)點模塊，節(jié)點內(nèi)部參數(shù)作為集總參數(shù)處理。

4） 不考慮壓氣機的喘振現(xiàn)象。

2　部件模型

2.1渦輪增壓機組

渦輪增壓機組由壓氣機、煙氣渦輪、輔助汽輪機和增壓機組轉(zhuǎn)子組成，各組件的模型如下。

2.1.1壓氣機

壓氣機由煙氣渦輪和輔助汽輪共同驅(qū)動，將空氣壓縮到一定壓力后供給鍋爐。由于常溫下的空氣可以視為理想氣體，所以由理想氣體狀態(tài)方程可得壓氣機的功率消耗為

式中：Tair0為進(jìn)口空氣的熱力學(xué)溫度；Gair和cpair分別為空氣質(zhì)量流量和比定壓熱容；πC為壓氣機壓比；Kair=1.4為空氣絕熱系數(shù)；ηC和ηec分別為壓氣機的內(nèi)效率和機械效率。

壓氣機壓比πC由下式計算：

式中：pC1和pC2分別為壓氣機進(jìn)口和出口空氣壓力，由風(fēng)道系統(tǒng)的流體網(wǎng)絡(luò)模型計算得到。

壓氣機流量Gair與壓氣機特性有關(guān)，是壓氣機轉(zhuǎn)速nC和壓比πC的函數(shù)：

壓氣機的機械效率ηec是轉(zhuǎn)速nC的單值函數(shù)：

式中：Kec為機械效率系數(shù)；Nec為壓氣機怠速功率。

壓氣機中空氣的壓縮過程是一個不可逆過程，其中常見的損失有扇形損失、葉片摩擦損失、級間漏氣損失和鼓風(fēng)損失等［10］，各類損失的損失系數(shù)計算如下：

綜合考慮以上損失后，壓氣機內(nèi)效率ηC為

式中：ρair0為進(jìn)口空氣密度；DC，LC，bC和hC分別為壓氣機平均直徑、靜葉柵的軸向長度、葉片頂部徑向間隙和葉片平均高度；Kf為壓氣機摩擦損失系數(shù)。

2.1.2煙氣渦輪

爐膛煙氣經(jīng)鍋爐對流蒸發(fā)管束、過熱器和經(jīng)濟(jì)器換熱后進(jìn)入煙氣渦輪膨脹做功，由于高溫?zé)煔馔瑯涌梢宰鳛槔硐霘怏w處理，所以煙氣渦輪的輸出功率可表示為

式中：Tgas0為進(jìn)口煙氣的熱力學(xué)溫度；Ggas和 cpgas分別為煙氣質(zhì)量流量和比定壓熱容；εgt為煙氣膨脹比；Kg=1.35為煙氣絕熱系數(shù)；ηgt和ηegt分別為煙氣渦輪的內(nèi)效率和機械效率。

煙氣膨脹比εgt由下式計算：

式中：pgt1和pgt2分別為渦輪進(jìn)口和出口煙氣壓力，由鍋爐煙氣系統(tǒng)的流體網(wǎng)絡(luò)模型計算得到。

煙氣渦輪的機械效率ηegt同樣是轉(zhuǎn)速ngt的單值函數(shù)：

式中：Kegt為機械效率系數(shù)；ngt為煙氣渦輪轉(zhuǎn)速；Negt為煙氣渦輪怠速功率。

煙氣渦輪采用的是沖動式葉片，其中的不可逆損失主要有沖動損失、煙氣泄漏損失和散熱損失等，各類損失系數(shù)的計算公式如下［10］：

綜合考慮以上損失后，煙氣渦輪內(nèi)效率ηgt為

式中：ngt0為額定工況的煙氣渦輪轉(zhuǎn)速；bgt和hgt分別為煙氣渦輪葉頂徑向間隙和葉片平均高度；Ki和 Kh分別為煙氣渦輪的沖動損失系數(shù)和散熱系數(shù)；T0為環(huán)境的熱力學(xué)溫度。

2.1.3輔助汽輪機

輔助汽輪機使用鍋爐產(chǎn)生的過熱蒸汽，經(jīng)減速器帶動壓氣機工作，用于渦輪增壓機組的啟動和加速，也用于在鍋爐低工況時補充煙氣渦輪功率的不足。渦輪增壓機組的輔助汽輪機使用雙列調(diào)節(jié)級，其進(jìn)汽量計算如下［11］：

式中：Gst0，pst10和Tst10分別為額定工況的進(jìn)汽流量、進(jìn)汽壓力和溫度；pst1和Tst1分別為當(dāng)前的進(jìn)汽壓力和溫度；pst2為汽輪機背壓；β為流量修正系數(shù)；εcr=0.546為過熱蒸汽的臨界壓比；θ為調(diào)節(jié)閥閥位；a0～k為各階流量擬合因子。

蒸汽在汽輪機葉柵中的膨脹是一個不可逆過程，當(dāng)忽略蒸汽初始參數(shù)影響時，其不可逆損失有扇形損失、葉輪摩擦損失、級間漏汽損失、濕度損失、鼓風(fēng)損失等［10］，各類損失的損失系數(shù)計算如下：

綜合考慮以上損失后，輔助汽輪機內(nèi)效率為

式中： Dst，Lst，bst和hst分別為汽輪機葉珊平均直徑、軸向長度、葉片頂部徑向間隙和葉片平均高度；ζw，Kf和 Kw分別為汽輪機局部進(jìn)氣系數(shù)、摩擦損失系數(shù)和鼓風(fēng)損失系數(shù)；ρst0為進(jìn)口蒸汽密度；χst1和χst2分別為進(jìn)口和出口蒸汽干度。

等熵膨脹時，汽輪機輸出功率最大：

輔助汽輪機的實際排汽焓和輸出功率為

式中：Hst2s為理想排汽焓；Sst1為進(jìn)口蒸汽的熵。

2.1.4增壓機組轉(zhuǎn)子

作用在增壓機組轉(zhuǎn)子上的功率由煙氣渦輪輸出功率、輔助汽輪機輸出功率、壓氣機耗功和轉(zhuǎn)子損失功率組成。在變工況時，煙氣渦輪、輔助汽輪機發(fā)出的功率和壓氣機負(fù)荷都會發(fā)生變化，功率和負(fù)載的不平衡將引起轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速nax和角加速度aax的變化，由能量守恒列出轉(zhuǎn)子動力學(xué)方程：根據(jù)牛頓第二定律：

式中：Nloss=0.01（Ngt+Nst）+500為轉(zhuǎn)子損失功率；Jax為增壓機組轉(zhuǎn)子上一切轉(zhuǎn)動部分折合到轉(zhuǎn)軸上的轉(zhuǎn)動慣量。

由于壓氣機和煙氣渦輪共軸，而汽輪機通過減速器驅(qū)動壓氣機，所以有：

式中：agt，ast和ac分別為煙氣渦輪、輔助汽輪機和壓氣機轉(zhuǎn)子的角加速度；Kgear為減速器減速比。

2.2鍋爐爐膛

增壓鍋爐的爐膛較為緊湊，工作時內(nèi)部溫度場的三維分布特征不明顯，可以將爐膛煙氣作為集總參數(shù)對象處理［12， 18］，建立能量守恒方程：

爐膛內(nèi)煙氣質(zhì)量為

式中：pb為爐膛壓力，由煙氣系統(tǒng)流體網(wǎng)絡(luò)模型計算得到；Vb為爐膛容積；Rg為理想氣體常數(shù)。

爐膛的空氣過余系數(shù)α為

2.3空氣夾層

進(jìn)出空氣夾層的流量主要有爐膛進(jìn)風(fēng)量、空氣夾層進(jìn)風(fēng)量和空氣泄漏量，由質(zhì)量守恒方程可得：

式中：KNPair=?ρair/?pair為空氣壓縮系數(shù)；pjc為空氣夾層風(fēng)壓；Gjca1，Gbair和Gjcl分別為空氣夾層進(jìn)風(fēng)量、爐膛進(jìn)風(fēng)量和空氣泄漏量；Vjc為空氣夾層容積。

空氣夾層進(jìn)風(fēng)量Gjca1和爐膛進(jìn)風(fēng)量Gbair可由湍流狀態(tài)下的一維流動方程計算：

式中：ξc2jc和ξjc2b分別為空氣夾層進(jìn)風(fēng)道和鍋爐配風(fēng)器的阻力系數(shù)。

不同情況下空氣夾層泄漏量的計算公式如下：

式中：bleak，hleak和lleak分別為裂縫寬度、深度和長度；kleak和 Aleak分別為破孔的流量系數(shù)和面積；μair和 ρjc分別為空氣的運動黏度和密度；p0為環(huán)境壓力。

2.4風(fēng)道系統(tǒng)

風(fēng)道系統(tǒng)由3個壓力節(jié)點（大氣、壓氣機進(jìn)口和壓氣機出口）和2條流量支路（大氣→壓氣機進(jìn)口、壓氣機出口→夾層）組成。在3個壓力節(jié)點中，大氣壓力固定，而壓氣機的進(jìn)口和出口壓力則需要根據(jù)壓氣機流量 Gair，通過流體網(wǎng)絡(luò)［13］迭代計算得到，其迭代方程如下。

式中：ξa2c為壓氣機進(jìn)風(fēng)道阻力系數(shù)；Vcpn為渦輪增壓機組空氣出口膨脹裝置的容積。

2.5鍋爐煙氣系統(tǒng)

根據(jù)任務(wù)需要，將鍋爐煙氣系統(tǒng)劃分為6個壓力節(jié)點（對流蒸發(fā)管束出口、過熱器出口、經(jīng)濟(jì)器出口、煙氣渦輪入口、煙氣渦輪出口和大氣）和5條流量支路（對流蒸發(fā)管束、過熱器、經(jīng)濟(jì)器、煙氣凈化裝置和煙囪）。與風(fēng)道系統(tǒng)一樣，除大氣節(jié)點外其他節(jié)點的壓力都要根據(jù)各支路的流量變化，通過流體網(wǎng)絡(luò)［13］迭代計算得到，迭代方程如下：

式中：ξg2a，ξge，ξjj，ξgr和 ξdl分別為煙囪、煙氣凈化裝置、經(jīng)濟(jì)器、過熱器和對流蒸發(fā)管束的阻力系數(shù)；pdl，pgr，pjj，pgt1和pgt2分別為對流蒸發(fā)管束出口、過熱器出口、經(jīng)濟(jì)器出口、煙氣渦輪入口和煙氣渦輪出口的壓力；Gdlg，Ggrg，Gjjg和 Ggeg分別為對流蒸發(fā)管束、過熱器、經(jīng)濟(jì)器和煙氣凈化裝置的煙氣流量；KNPgas=?ρgas/?pgas為煙氣壓縮系數(shù)；Vdl，Vgr，Vjj和Vge分別為設(shè)備內(nèi)部煙氣流通各部分的容積。

3　仿真算例與結(jié)果分析

3.1對象說明

本文以某型船用增壓鍋爐［14］為例，利用建立的模型對其降負(fù)荷特性進(jìn)行研究。該型鍋爐是一種帶過熱器的單煙道自然水循環(huán)立式燃油水管增壓鍋爐，由雙層殼體、圓形爐膛、爐筒、流蒸發(fā)管束、過熱器、經(jīng)濟(jì)器、燃燒設(shè)備、煙氣凈化裝置、渦輪增壓機組空氣出口膨脹裝置、鍋爐煙氣出口膨脹裝置等部件組成。

燃油經(jīng)燃燒設(shè)備進(jìn)入爐膛燃燒，燃燒所需的空氣由渦輪增壓機組提供。燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔庖来瘟鹘?jīng)鍋對流蒸發(fā)管束、過熱器和經(jīng)濟(jì)器，分別與爐水、飽和蒸汽和給水進(jìn)行換熱后，經(jīng)煙氣凈化裝置和煙氣出口膨脹裝置后進(jìn)入渦輪增壓機組的煙氣渦輪膨脹做功。煙氣渦輪和輔助汽輪機一起驅(qū)動壓氣機轉(zhuǎn)動，將空氣壓縮到一定壓力后經(jīng)空氣出口膨脹裝置進(jìn)入空氣夾層，最后通過配風(fēng)器進(jìn)入爐膛。

3.2對象模型

將系統(tǒng)熱力過程在Matlab/Simulink仿真平臺中建立和連接起各單元的仿真模塊，其仿真框圖如圖 2所示。

3.3仿真實驗與結(jié)果分析

根據(jù)給出的模型進(jìn)行仿真實驗，得到了該型增壓鍋爐的緊急降負(fù)荷特性和最大降負(fù)荷能力如圖 3所示。

圖3所示為該型增壓鍋爐在t=1 s，將燃油量從全負(fù)荷運行時的 2.763 9 kg/s突降到 1.600 0 kg/s后（57.89%負(fù)荷），煙氣渦輪入口溫度的變化曲線。如圖3可見：在負(fù)荷突降后，煙氣渦輪的入口溫度首先快速下降，然后趨于定值。這是因為在燃油突降后，爐膛燃燒產(chǎn)生的高溫?zé)煔饬考眲p少，但是由于爐膛熱慣性和渦輪增壓機組機械慣性的共同作用，進(jìn)入爐膛的空氣量不會快速降低，大量相對低溫的助燃空氣繼續(xù)涌入爐膛與煙氣摻混，造成爐膛溫度快速降低。在大約10 s后，隨著鍋爐能量的重新平衡，煙氣溫度逐漸趨于穩(wěn)定。

圖2　系統(tǒng)SIMULINK仿真模型Fig. 2　Basic structure chart of system

圖3 鍋爐突降負(fù)荷時煙氣渦輪入口溫度的變化Fig. 3　Changing temperatures of flue gas turbine inlet during the process of reducing load of supercharged boiler emergently

圖4所示為相同情況下煙氣流量的變化曲線。由圖4可見：在負(fù)荷突降后，爐膛出口的煙氣流量首先降低，然后依次是過熱器入口、過熱器出口和煙氣渦輪入口，這個現(xiàn)象是由煙氣的流動慣性和沿程阻力造成的。在2～3 s的時候，各處煙氣流量均出現(xiàn)了波動，這是由煙氣參數(shù)變化導(dǎo)致的流量重新分配。其中，爐膛出口的波動幅度最大，其次分別是過熱器入口、過熱器出口和煙氣渦輪入口，這是因為越遠(yuǎn)離爐膛，煙氣的可壓縮性和鍋爐內(nèi)部空間的容性作用就越明顯。大約10 s后，隨著煙氣流動的重新穩(wěn)定，各處煙氣流量穩(wěn)步回升并重新平衡。

圖4　鍋爐突降負(fù)荷時煙氣流量的變化Fig. 4　Gas flow changes during the process of reducing load of supercharged boiler emergently

圖5所示為相同情況下爐膛出口與煙氣渦輪入口的流量差變化曲線。由圖5可見：在負(fù)荷突降后，由于爐膛熱慣性和渦輪增壓機組機械慣性的耦合，爐膛出口與煙氣渦輪入口的流量差先增大后減小，并在2～3 s時出現(xiàn)波動，符合該型增壓鍋爐的降負(fù)荷特性。

圖5　鍋爐突降負(fù)荷時爐膛出口與煙氣渦輪入口的流量差變化Fig. 5　Changes of gas flow difference between furnace outlet and turbine inlet during the process of reducing load of supercharged boiler emergently

圖 6所示為相同情況下空氣夾層的流量變化曲線。由圖6可見：在負(fù)荷突降后，空氣流量首先迅速上升。這是因為在降負(fù)荷時爐膛煙氣急劇減少，而壓氣機由于機械慣性不能快速降低轉(zhuǎn)速，導(dǎo)致壓氣機的出口壓力下降過慢，于是在降負(fù)荷剛開始的時候，空氣夾層與爐膛之間的壓差會突然增加，從而造成了一個空氣流量的躍升現(xiàn)象。隨著壓氣機轉(zhuǎn)速的降低，壓氣機出口壓力逐漸下降，空氣夾層與爐膛的壓差逐漸降低，空氣流量也相應(yīng)減少。在2～3 s的時候，空氣流量出現(xiàn)了一個微小的波動，這個微小波動出現(xiàn)的時間與煙氣流量波動出現(xiàn)的時間（見圖4）相同，同樣也是由煙氣參數(shù)變化導(dǎo)致的。此后，鍋爐內(nèi)部的煙氣流動逐漸穩(wěn)定，空氣夾層的流量下降速度逐漸變緩，最終在大約10 s后穩(wěn)定。

圖6 鍋爐突降負(fù)荷時空氣夾層的空氣流量變化Fig. 6　Changes of air samdwich in air flow during the process of reducing load of supercharged boiler emergently

圖7所示為相同情況下煙氣壓力的變化曲線。從圖7可見：與流量的變化相仿，在負(fù)荷突降后，爐膛壓力首先降低，然后依次是過熱器入口、過熱器出口和煙氣渦輪入口。在2～3 s的時候，由于煙氣流量的重新分配（見圖4），煙氣壓力出現(xiàn)波動，鍋爐出現(xiàn)壓力振動。其中，爐膛壓力的突降幅度最大，而煙氣渦輪入口最小，與實際情況相符合。

圖3～7所示為增壓鍋爐突降到57.89%負(fù)荷時的特性。在鍋爐的實際使用中，降負(fù)荷通常是逐步進(jìn)行的，這種大范圍的負(fù)荷突降較少出現(xiàn)。

圖7　鍋爐突降負(fù)荷時煙氣壓力的變化Fig. 7　Changes of gas pressure during the process of reducing load of supercharged boiler emergently

圖8所示為該型增壓鍋爐在t=1 s，從全負(fù)荷突降到80%負(fù)荷后（燃油量從2.763 9 kg/s降到2.210 0 kg/s）爐膛壓力的變化曲線。由圖8可見：在緩慢降負(fù)荷時，爐膛壓力未出現(xiàn)大幅的波動，與實際情況相符合。

通過對圖4和圖7的分析，可以發(fā)現(xiàn)在降負(fù)荷過程中，首先發(fā)生參數(shù)變化的是爐膛，而爐膛壓力變化又是負(fù)荷突降最直觀地體現(xiàn)，所以為分析增壓鍋爐的最大降負(fù)荷能力，對鍋爐在不同程度降負(fù)荷過程中的爐膛壓力變化進(jìn)行了對比，結(jié)果如圖9所示。

由圖9可見：當(dāng)鍋爐負(fù)荷突降到50.255%負(fù)荷時（燃油量從2.763 9 kg/s降到1.389 0 kg/s），爐膛壓力突升后不再下降，而是保持一個穩(wěn)定值。這意味著鍋爐已經(jīng)熄火，此時在煙氣系統(tǒng)的流體網(wǎng)絡(luò)中，鍋爐相當(dāng)于1條變截面的流量支路，其中只存在流動阻力，沒有煙氣溫度、質(zhì)量的變化，當(dāng)然也就沒有壓力的變化。對于降負(fù)荷程度稍小一點的情況，比如突降到50.291%負(fù)荷時（燃油量從 2.763 9 kg/s降到 1.390 0 kg/s），爐膛壓力突升后還能夠下降，并在劇烈波動后穩(wěn)定。從圖9可見：鍋爐在這種情況下還能夠燃燒，但已處于熄火邊緣。由此，可以推算出鍋爐在全負(fù)荷運行時的最大降負(fù)荷能力為49.709%。

圖8　鍋爐緩慢降低負(fù)荷時爐膛壓力的變化Fig. 8　Changes of furnace pressure during the process of reducing load of supercharged boiler slowly

圖9　不同程度降負(fù)荷時爐膛壓力對比曲線Fig. 9　Comparison curves of furnace pressure in varying degrees of reducing load

考慮到必需的安全余量，建議該型增壓鍋爐在進(jìn)行降負(fù)荷操作時，每次降負(fù)荷程度不要超過全負(fù)荷的45%。

4　結(jié)論

1） 針對增壓鍋爐在緊急降負(fù)荷時的突然熄火現(xiàn)象，分析了降負(fù)荷過程中鍋爐內(nèi)部的參數(shù)變化及其機理，其主要由爐膛煙氣的熱慣性和渦輪增壓機組轉(zhuǎn)子的機械慣性等造成。

2） 以某型船用增壓鍋爐裝置為例，分析了增壓鍋爐的緊急降負(fù)荷特性，并推算出該型鍋爐在全負(fù)荷運行時的最大降負(fù)荷能力為49.709%。

3） 仿真結(jié)果為增壓鍋爐的安全運行和健康管理提供了借鑒，為增壓鍋爐在緊急降負(fù)荷情況下的操作規(guī)程制定提供了依據(jù)。

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（編輯 羅金花）

Emergency down-load capacity and characteristic of supercharged boiler

LI Jiujiang1， JIN Jiashan1， NI He1， YAN Zhiteng1， ZHU Yong2

（1. College of Power Engineering， Naval University of Engineering， Wuhan 430033， China；
2. Shanghai Military Representative Bureau of Navy Equipment Department， Shanghai 310000， China）

Focused on the phenomenon of suddenly flameout during the process of reducing the load of supercharged boiler emergently， the down-load characteristics of supercharged boiler were studied. Under certain assumptions and simplifications， supercharged boiler was divided into five modules of turbo-charging unit， air samdwich， furnace， duct system， and gas system， and thus the model of supercharged boiler emergency down-load was established. Based on the established model， a certain type of marine supercharged was simulated. The results show that the maximum down-load capacity of this type boiler is 49.709%， in view of safety margin， giving an advice that the maximum down-load quantity must under 45% of full load.

supercharged boiler； down-load capacity； simulation and modeling； boiler dynamic characteristics

TK267

A

1672-7207（2016）04-1391-09

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.04.040

2015-04-07；

2015-06-07

中國博士后科學(xué)基金資助項目（2013T60921）（Project （2013T60921） supported by the China Postdoctoral Science Foundation）

金家善，教授，博士生導(dǎo)師，從事艦船動力及熱力系統(tǒng)的科學(xué)管理研究；E-mail：jiujiang08@126.com