船用增壓鍋爐裝置的降負(fù)荷控制策略

黃文元， 王 剛， 倪 何， 覃海波， 金家善

(海軍工程大學(xué) 動(dòng)力工程學(xué)院， 武漢 430033)

船用增壓鍋爐裝置的降負(fù)荷控制策略

黃文元， 王 剛， 倪 何， 覃海波， 金家善

(海軍工程大學(xué) 動(dòng)力工程學(xué)院， 武漢 430033)

為提高增壓鍋爐裝置降負(fù)荷速度,改善動(dòng)力系統(tǒng)機(jī)動(dòng)性，提出一種可行的快速降負(fù)荷控制策略. 分析增壓鍋爐裝置降負(fù)荷特性，結(jié)合已有研究成果構(gòu)建某型船用增壓鍋爐裝置的機(jī)理模型，借助SimuWorks系統(tǒng)仿真平臺(tái)搭建全系統(tǒng)模型，進(jìn)行快速降負(fù)荷控制策略的仿真實(shí)驗(yàn). 結(jié)果表明：實(shí)驗(yàn)搭接的仿真模型可信度較高，與實(shí)際設(shè)備運(yùn)行的誤差在0.3%以內(nèi)；該型增壓鍋爐裝置勻速降負(fù)荷時(shí)，燃油流量調(diào)節(jié)閥的最大關(guān)閥速度為1.85 (°)/s，需要172 s才能重新回到穩(wěn)定狀態(tài)，而分段式降負(fù)荷控制策略耗時(shí)縮短43.78%，且分段數(shù)越多，回歸穩(wěn)定耗時(shí)越短. 研究成果對(duì)該型增壓鍋爐裝置的監(jiān)控系統(tǒng)設(shè)計(jì)和調(diào)節(jié)閥參數(shù)設(shè)定有一定的指導(dǎo)意義.

增壓鍋爐裝置； 降負(fù)荷特性； 空氣過余系數(shù)； 控制策略

由于增壓鍋爐裝置相對(duì)于常壓鍋爐有著體積小、效率高等優(yōu)勢(shì)，在能源動(dòng)力領(lǐng)域的運(yùn)用越來越廣泛[1]. 與常壓鍋爐相比，增壓鍋爐裝置各組成設(shè)備間具有更強(qiáng)的耦合性，為保證增壓鍋爐裝置運(yùn)行的安全性、穩(wěn)定性和經(jīng)濟(jì)性，對(duì)增壓鍋爐裝置動(dòng)態(tài)匹配關(guān)系的研究很有必要，特別是在鍋爐降負(fù)荷過程中的匹配關(guān)系[2]. 增壓鍋爐裝置在降負(fù)荷過程中，由于機(jī)組轉(zhuǎn)子的機(jī)械慣性，難以精確把握該在何時(shí)對(duì)相應(yīng)的控制部位進(jìn)行調(diào)節(jié)，以及怎么調(diào)節(jié)(以多大的速度、多大的幅度). 一般做法是以保證鍋爐降負(fù)荷過程中的安全、穩(wěn)定為原則，在廠家給出的安全范圍內(nèi)進(jìn)行操作，通常廠家在設(shè)定安全范圍時(shí)會(huì)留有較大的裕度，因此在實(shí)際操作中往往無法發(fā)揮其最大的降負(fù)荷能力，面對(duì)緊急時(shí)刻(例如緊急剎車、緊急倒車)難免會(huì)因?yàn)閬聿患胺磻?yīng)而造成損失.

近年來，一些專家學(xué)者在增壓鍋爐裝置建模及其匹配運(yùn)行等領(lǐng)域做了相關(guān)研究并取得相關(guān)成果[3-14]. 朱泳等[15]建立鍋爐燃燒及蒸發(fā)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型并進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，得到了增壓鍋爐汽包壓力、水位及過熱蒸汽溫度在不同負(fù)荷突降擾動(dòng)下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性；趙冬來[16]基于渦輪增壓機(jī)組模型以及改進(jìn)的壓氣機(jī)特性計(jì)算方法，建立了精度較高的渦輪增壓機(jī)組穩(wěn)態(tài)和動(dòng)態(tài)仿真模型，對(duì)增壓鍋爐從低工況30%到高工況100%的加速過程進(jìn)行了仿真分析；房桐毅[17]基于流體網(wǎng)絡(luò)對(duì)渦輪增壓機(jī)組在增減速過程中的流量特性，分析了不同大氣溫度下的功率平衡點(diǎn)以及過量空氣系數(shù)變化對(duì)渦輪增壓機(jī)組的影響. 這些研究主要集中在增壓鍋爐及渦輪增壓機(jī)組的特性分析，沒有更進(jìn)一步對(duì)增壓鍋爐的控制策略進(jìn)行系統(tǒng)分析和研究.

本文以某型船用增壓鍋爐裝置為對(duì)象，在分析其降負(fù)荷特性的基礎(chǔ)上，對(duì)其進(jìn)行建模，并在仿真平臺(tái)上進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)，對(duì)降負(fù)荷過程的爐膛空氣過余系數(shù)進(jìn)行研究，通過調(diào)節(jié)鍋爐降負(fù)荷速度或幅度，使空氣過余系數(shù)保持在爐膛穩(wěn)定燃燒允許的范圍內(nèi)波動(dòng)，進(jìn)而得到不同初始狀態(tài)下的最小降負(fù)荷時(shí)間，實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以指導(dǎo)實(shí)際監(jiān)控系統(tǒng)的參數(shù)設(shè)定，為該型增壓鍋爐裝置的安全運(yùn)行提供支持.

1 增壓鍋爐裝置降負(fù)荷特性分析

增壓鍋爐裝置由增壓鍋爐本體和渦輪增壓機(jī)組組成，由于鍋爐排放的煙氣仍具有較高的能量，經(jīng)凈化處理后可以進(jìn)入煙氣渦輪，帶動(dòng)壓氣機(jī)為鍋爐提供具有一定壓力和溫度的助燃空氣. 鍋爐的熱負(fù)荷主要由噴油量來決定，當(dāng)鍋爐降負(fù)荷(即噴油量減少時(shí))，由于渦輪增壓機(jī)組轉(zhuǎn)子具有一定的機(jī)械慣性，響應(yīng)鍋爐的降負(fù)荷需要一定時(shí)間，如果噴油量的減少速度大大超過了機(jī)組響應(yīng)速度(特別是在緊急剎車、緊急倒車等噴油量減少速度比較快的情況)，很容易出現(xiàn)爐膛內(nèi)空氣過余系數(shù)驟升導(dǎo)致熄火的情況.

空氣過余系數(shù)是鍋爐燃燒狀態(tài)的一個(gè)重要影響因素，如果空氣過余系數(shù)太小，燃料不能完全燃燒，出現(xiàn)冒黑煙的現(xiàn)象；空氣過余系數(shù)也不宜過大，較大的空氣過余系數(shù)會(huì)增加空氣帶走的熱量，使得鍋爐的排煙損失增加，降低鍋爐熱效率，當(dāng)空氣過余系數(shù)足夠大(即進(jìn)入爐膛的空氣量過大)可能會(huì)造成鍋爐熄火. 一般船用增壓鍋爐的最佳空氣過余系數(shù)為1.10～1.20，既可保證燃料的完全燃燒，又可以使得鍋爐的排煙損失在可接受的范圍內(nèi).

2 增壓鍋爐裝置機(jī)理模型

本文研究對(duì)象為某型船用增壓鍋爐裝置. 根據(jù)該型增壓鍋爐裝置的設(shè)備組成以及工質(zhì)流向，采用模塊化建模方法將其劃分為鍋爐爐膛、渦輪增壓機(jī)組、風(fēng)道系統(tǒng)、空氣夾層和煙道系統(tǒng)共5個(gè)模塊.

2.1 鍋爐爐膛

爐膛是燃料和空氣混合燃燒的場(chǎng)所，由于增壓鍋爐結(jié)構(gòu)較為緊湊，燃燒時(shí)爐膛可作為集總參數(shù)處理，其能量守恒方程為

爐膛內(nèi)煙氣質(zhì)量的計(jì)算公式為

式中：pb為爐膛壓力，由煙道系統(tǒng)的流體網(wǎng)絡(luò)模型得到，Vb為爐膛容積，Rg為理想氣體狀態(tài)參數(shù).

輻射換熱量QF的計(jì)算公式為

).

爐膛空氣過余系數(shù)α的計(jì)算公式為

α=Wk/(13.865Wr).

2.2 渦輪增壓機(jī)組

渦輪增壓機(jī)組可以根據(jù)其設(shè)備組成再次進(jìn)行模塊化分解，劃分為壓氣機(jī)、煙氣渦輪、輔助汽輪機(jī)、機(jī)組轉(zhuǎn)子4個(gè)模塊.

2.2.1 壓氣機(jī)

壓氣機(jī)主要利用煙氣渦輪和輔助汽輪機(jī)提供能量，將空氣壓縮到一定壓力和溫度送入爐膛助燃. 空氣可視為理想氣體，根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，可得壓氣機(jī)功率為

式中：Gk為壓氣機(jī)的空氣質(zhì)量流量，cpk和Tk0為空氣的定壓比熱容和進(jìn)口溫度，πc為壓氣機(jī)壓比，Kk為空氣絕熱系數(shù)，ηc為壓氣機(jī)內(nèi)效率.

壓氣機(jī)壓比πc的計(jì)算公式為

πc=pc2/pc1.

式中pc1和pc2為壓氣機(jī)的進(jìn)、出口壓力，由風(fēng)道系統(tǒng)的流體網(wǎng)絡(luò)模型計(jì)算得到.

壓氣機(jī)流量Gk與壓氣機(jī)進(jìn)口壓力pc1、進(jìn)口溫度Tc1和壓比πc有關(guān)，且

壓氣機(jī)在工作過程中的能量損失包括：葉輪摩擦損失ηf、扇形損失ηθ、級(jí)間漏氣損失ηy和鼓風(fēng)損失ηw等，各項(xiàng)損失的計(jì)算公式為：

式中：ρk0為壓氣機(jī)進(jìn)口空氣密度，DC、LC、bC和hC為壓氣機(jī)平均直徑、靜葉柵軸向長(zhǎng)度、葉片頂部徑向間隙和葉片平均高度，Kf、Kw和ζwi為壓氣機(jī)摩擦損失系數(shù)、鼓風(fēng)損失系數(shù)和局部進(jìn)氣系數(shù)，nc為壓氣機(jī)轉(zhuǎn)速.

綜合考慮這些損失后，壓氣機(jī)內(nèi)效率ηc可表示為

ηc=1-(ηf+ηθ+ηy+ηw).

2.2.2 煙氣渦輪

煙氣渦輪是壓氣機(jī)的主要功率來源，由于高溫氣體也可以當(dāng)作理想氣體處理，故煙氣渦輪的輸出功率為

式中：Ty0為煙氣的進(jìn)口溫度，Gy和cPy為煙氣質(zhì)量流量和定壓比熱容，εgt為煙氣膨脹比，Kg=1.35為煙氣絕熱系數(shù)，ηgt為煙氣渦輪內(nèi)效率.

煙氣膨脹比εgt的計(jì)算公式為

εgt=pgt1/pgt2.

式中pgt1和pgt2為煙氣渦輪的進(jìn)、出口壓力，由煙道系統(tǒng)的流體網(wǎng)絡(luò)模型計(jì)算得到.

因?yàn)闊煔鉁u輪采用固定葉柵和沖動(dòng)式葉片，故內(nèi)效率可表示為膨脹比εgt的函數(shù)

ηgt=fgη(εgt).

2.2.3 輔助汽輪機(jī)

輔汽輪機(jī)用于當(dāng)煙氣渦輪功率不足或者在機(jī)組啟動(dòng)、加速時(shí)驅(qū)動(dòng)壓氣機(jī)，本機(jī)組的輔汽輪機(jī)采用雙列調(diào)節(jié)級(jí)，其進(jìn)汽流量為

式中：Gst0、pst10和Tst10為額定工況的進(jìn)汽流量、壓力和溫度，pst1和Tst1為當(dāng)前進(jìn)汽壓力和溫度，β為流量修正系數(shù)，θ為調(diào)節(jié)閥閥位，a0～n為各階流量擬合因子.

其中流量修正系數(shù)β的計(jì)算公式為

式中Pst2為汽輪機(jī)背壓，εcr=0.546為過熱蒸汽的臨界壓比.

汽輪機(jī)的輸出功率在等熵膨脹時(shí)最大，且

Sst1=fS(pst1,Hst1)；Hst2S=fH(pst2,Sst1).

汽輪機(jī)的實(shí)際輸出功率為

Nst=Gstηst(Hst1-Hst2S).

式中Hst2S為理想排汽焓，Sst1為進(jìn)口蒸汽熵，ηst=0.87為輔助汽輪機(jī)的內(nèi)效率.

2.2.4 機(jī)組轉(zhuǎn)子

作用在機(jī)組轉(zhuǎn)子上的功率包括煙氣渦輪輸出功率Nst、輔助汽輪機(jī)輸出功率Ngt、壓氣機(jī)耗功Nc和轉(zhuǎn)子損失功率Nloss.

由能量守恒列出轉(zhuǎn)子動(dòng)力學(xué)方程為

aa=30(Nst+Ngt-Nc-Nloss)/(πJana).

轉(zhuǎn)子損失功率的計(jì)算公式為

Nloss=0.01(Nst+Ngt)+500.

根據(jù)牛頓第二定律有

根據(jù)渦輪增壓機(jī)組的結(jié)構(gòu)(壓氣機(jī)和煙氣渦輪共軸，而輔助汽輪機(jī)通過減速器帶動(dòng)壓氣機(jī))有

式中：ngt、nst和nc為煙氣渦輪、輔助汽輪機(jī)和壓氣機(jī)的轉(zhuǎn)速，agt、ast和ac為煙氣渦輪、輔助汽輪機(jī)和壓氣機(jī)的角加速度，Kgear為減速器的減速比.

2.3 空氣夾層

進(jìn)出空氣夾層的流量主要有空氣夾層進(jìn)風(fēng)量Gjca1、爐膛進(jìn)風(fēng)量Gbk和空氣泄漏量Gjcl，由質(zhì)量守恒方程可得

KNPkVjcdpjc/dt=Gjca1-Gbk-Gjcl，

式中pjc為空氣夾層風(fēng)壓，KNPk為空氣壓縮系數(shù)，Vjc為空氣夾層容積.

空氣壓縮系數(shù)KNPk的計(jì)算公式為

KNPk=?ρk/?pk.

空氣夾層進(jìn)風(fēng)量和爐膛進(jìn)風(fēng)量可由空氣在湍流狀態(tài)下的一維流動(dòng)方程計(jì)算得到：

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).

2.4 風(fēng)道系統(tǒng)

風(fēng)道系統(tǒng)由大氣、壓氣機(jī)入口、壓氣機(jī)出口3個(gè)壓力節(jié)點(diǎn)和大氣到壓氣機(jī)入口、壓氣機(jī)出口到空氣夾層兩條流量支路組成. 其中，大氣節(jié)點(diǎn)的參數(shù)為給定值，壓氣機(jī)入口和壓氣機(jī)出口需要通過流體網(wǎng)絡(luò)模型迭代計(jì)算得到.

式中：ξa2c和ξc2jc為大氣到壓氣機(jī)入口和壓氣機(jī)出口到空氣夾層的風(fēng)道阻力系數(shù)，Vcpn為壓氣機(jī)出口風(fēng)道的容積，KNPa為空氣壓縮系數(shù).

2.5 煙道系統(tǒng)

煙道系統(tǒng)由對(duì)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、大氣6個(gè)壓力節(jié)點(diǎn)和爐膛出口到對(duì)流蒸發(fā)管束出口、對(duì)流蒸發(fā)管束出口到過熱器出口、過熱器出口到經(jīng)濟(jì)器出口、經(jīng)濟(jì)器出口到煙氣凈化裝置出口、煙氣凈化裝置出口到煙氣渦輪入口、煙氣渦輪出口到煙囪出口6條流量支路組成. 與風(fēng)道系統(tǒng)類似，除大氣節(jié)點(diǎn)外，其他幾個(gè)節(jié)點(diǎn)壓力隨相應(yīng)各支路的流量變化而變化，需通過流體網(wǎng)絡(luò)模型迭代計(jì)算得到.

pgt2=p0+(Gy/ξg2a)2，

pgt1=pjj-(Ggeg/ξge)2，

pjj=pgr-(Gjjg/ξjj)2，

pgr=pdl-(Ggrg/ξgr)2，

pdl=pb-(Gdlg/ξdl)2，

KNPyVjjdpjj/dt=Gjjg-Ggeg，

KNPyVgrdpgr/dt=Ggrg-Gjjg，

KNPyVdldpdl/dt=Gdlg-Ggrg，

KNPyVbdpb/dt=Gjca2+Gboil-Gdlg.

式中：ξg2a、ξge、ξjj、ξgr和ξdl為煙囪、煙氣凈化裝置、經(jīng)濟(jì)器、過熱器和對(duì)流蒸發(fā)管束的阻力系數(shù)，pgt2、pgt1、pjj、pgr和pdl為煙氣渦輪出口、煙氣渦輪入口、經(jīng)濟(jì)器出口、過熱器出口和對(duì)流蒸發(fā)管束出口的煙氣壓力，Ggeg、Gjjg、Ggrg、Gdlg、Gjca2和Gboil為煙氣凈化裝置煙氣流量、經(jīng)濟(jì)器煙氣流量、過熱器煙氣流量、對(duì)流蒸發(fā)管束煙氣流量、爐膛進(jìn)風(fēng)量和爐膛噴油量，Vge、Vjj、Vgr、Vdl和Vb為煙氣凈化裝置、經(jīng)濟(jì)器、過熱器、對(duì)流蒸發(fā)管束和爐膛內(nèi)煙氣流通部分的容積，KNPy為煙氣壓縮系數(shù).

利用上述模型和已有研究成果[3-4,7-8]，在SimuWorks仿真支撐平臺(tái)上搭建某型船用增壓鍋爐裝置的全系統(tǒng)模型，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示.

圖1 某型增壓鍋爐裝置模型的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)圖

3 仿真實(shí)驗(yàn)與結(jié)果分析

由于空氣過余系數(shù)過大或者過小都會(huì)造成鍋爐熄火，為了直觀地從實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到分析結(jié)論，在仿真實(shí)驗(yàn)中設(shè)置了空氣過余系數(shù)邊界值. 上、下邊界值分別反映了在保證鍋爐燃燒穩(wěn)定(不熄火)的條件下，能夠允許的最大和最小進(jìn)風(fēng)量. 由于空氣過余系數(shù)邊界值與鍋爐結(jié)構(gòu)有關(guān)，本實(shí)驗(yàn)根據(jù)實(shí)際鍋爐的運(yùn)行數(shù)據(jù)，將空氣過余系數(shù)上邊界取為2.3，空氣過余系數(shù)下邊界取為0.8，也即當(dāng)空氣過余系數(shù)在0.8～2.3時(shí)，認(rèn)為鍋爐燃燒穩(wěn)定.

3.1 勻速降負(fù)荷仿真實(shí)驗(yàn)與結(jié)果分析

假設(shè)當(dāng)前鍋爐處于全負(fù)荷穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)(燃油流量調(diào)節(jié)閥角度315 °). 記初始狀態(tài)的時(shí)刻為t=0s，在t=2s時(shí)，以不同速度均勻關(guān)小燃油流量調(diào)節(jié)閥減少噴油量，使鍋爐從全負(fù)荷逐步降低至最小負(fù)荷(燃油流量調(diào)節(jié)閥角度0°)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖2所示，各曲線表示不同關(guān)閥速度下空氣過余系數(shù)的變化曲線(關(guān)閥速度從左往右分別為3.15、1.85、1.26、1.00(°)/s).

圖2 不同關(guān)閥速度下空氣過余系數(shù)的變化曲線

Fig.2 Changing curve of excess air coefficient when valve closed with different speeds

由圖2可見，由于噴油量下降，煙氣流量和參數(shù)降低，但是渦輪增壓機(jī)組的機(jī)械慣性使機(jī)組轉(zhuǎn)速不會(huì)立即響應(yīng)煙氣流量和參數(shù)的變化，鍋爐的進(jìn)風(fēng)量不會(huì)馬上下降，空氣過余系數(shù)將上升，而且上升速度與燃油流量調(diào)節(jié)閥的關(guān)閥速度成正比，達(dá)到最高點(diǎn)的時(shí)間與關(guān)閥速度成反比. 當(dāng)燃油流量調(diào)節(jié)閥的關(guān)閥速度為1.85(°)/s時(shí)，空氣過余系數(shù)最大值為2.3，過渡過程時(shí)間為172 s. 由此可見，該型增壓鍋爐在勻速降負(fù)荷時(shí)，燃油流量調(diào)節(jié)閥的關(guān)閉速度不能超過1.85 (°)/s. 所得關(guān)閥速度略大于船上的實(shí)際操作速度，考慮到實(shí)際操作留有的安全裕度，這個(gè)極限速度是合理的，由此可以看出仿真結(jié)果的逼真度，同時(shí)通過對(duì)仿真模型與實(shí)船試驗(yàn)在不同工況基本參數(shù)的對(duì)比，誤差控制在0.3%以內(nèi)，進(jìn)一步說明仿真模型的正確性，即可以認(rèn)為仿真模型達(dá)到了仿真試驗(yàn)的要求.

3.2 快速降負(fù)荷真實(shí)驗(yàn)與結(jié)果分析

如何使鍋爐在保證安全運(yùn)行的前提下，在最短時(shí)間內(nèi)降至目標(biāo)負(fù)荷非常重要. 本節(jié)在勻速降負(fù)荷仿真實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究增壓鍋爐的快速降負(fù)荷控制策略.

初始狀態(tài)仍取全負(fù)荷穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)，但采取兩段式降負(fù)荷控制策略，在t=2s時(shí)第1次降負(fù)荷，待空氣過余系數(shù)下降到1.6左右時(shí)再進(jìn)行第2次降負(fù)荷. 第1次降負(fù)荷采用突降方式，而第2次降負(fù)荷采用勻速降負(fù)荷方式. 通過多次仿真實(shí)驗(yàn)得到一種可行的快速降負(fù)荷策略，如圖3所示.

由圖3可見，第1次降負(fù)荷可以不考慮人的操作速度和調(diào)節(jié)閥的開關(guān)速度，直接突降至全負(fù)荷的47.27%，此時(shí)空氣過余系數(shù)可以控制在穩(wěn)定燃燒的范圍內(nèi)，并在t=4.1s時(shí)達(dá)到最大邊界值2.3；在t=13.7s，空氣過余系數(shù)下降至1.61，此時(shí)以1.85(°)/s的關(guān)閥速度進(jìn)行第2次降負(fù)荷，鍋爐依然能夠正常燃燒，并在t=96.7s時(shí)重新穩(wěn)定.

圖3 兩段式降負(fù)荷時(shí)空氣過余系數(shù)的變化曲線

Fig.3 Changing curve of excess air coefficient during the process of two-stage load down

對(duì)比圖2、3可見，兩段式降負(fù)荷的過渡過程時(shí)間(96.7 s)只是全程勻速降負(fù)荷(172 s)的56.22%，這主要是因?yàn)榈谝欢瓮唤地?fù)荷過程節(jié)省了大量時(shí)間.

那么是否分段越多，降負(fù)荷時(shí)間越短?通過三段降負(fù)荷實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，前兩段采用突降方式，分別在t=2s和13.7s時(shí)突降至全負(fù)荷的47.27%和30%；第三段采用1.85(°)/s勻速降負(fù)荷，結(jié)果如圖4所示.

圖4 3段式降負(fù)荷時(shí)空氣過余系數(shù)的變化曲線

Fig.4 Changing curve of excess air coefficient during the process of three-stage load down

對(duì)比圖2～4可見，3段式降負(fù)荷的過渡過程時(shí)間更短，在t=82.3s時(shí)鍋爐即可重新穩(wěn)定.

通過快速降負(fù)荷仿真實(shí)驗(yàn)可見，分段降負(fù)荷的控制策略優(yōu)于全程勻速降負(fù)荷. 但是在本文研究中，每次降負(fù)荷都是在空氣過余系數(shù)穩(wěn)定后再進(jìn)行的，因此得到的結(jié)論可能不是最優(yōu)結(jié)果，下一步工作可以更進(jìn)一步地研究各分段之間的最優(yōu)匹配關(guān)系，確定各分段的開始與結(jié)束時(shí)間，在保證鍋爐燃燒穩(wěn)定的前提下，使降負(fù)荷的過渡過程時(shí)間最短.

4 結(jié) 論

本文對(duì)增壓鍋爐裝置降負(fù)荷特性進(jìn)行了分析，并采用模塊化建模方法對(duì)某型船用增壓鍋爐裝置進(jìn)行了機(jī)理建模，最后通過仿真實(shí)驗(yàn)對(duì)該型增壓鍋爐的降負(fù)荷控制策略進(jìn)行研究：

1)該型增壓鍋爐全程勻速降負(fù)荷時(shí)的燃油流量調(diào)節(jié)閥最大關(guān)閥速度為1.85(°)/s，過渡過程時(shí)間為172 s.

2)分段降負(fù)荷策略優(yōu)于全程勻速降負(fù)荷，從降負(fù)荷到穩(wěn)定的時(shí)間短，而且分段數(shù)越多，時(shí)間越短.

以上結(jié)論可以為實(shí)際監(jiān)控系統(tǒng)設(shè)計(jì)和調(diào)節(jié)閥的參數(shù)設(shè)定提供參考，同時(shí)也可以為調(diào)節(jié)、控制與保護(hù)邏輯和算法研究提供支持.

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(編輯 楊 波)

Down-load control strategy for marine supercharged boiler installation

HUANG Wenyuan, WANG Gang, NI He, QIN Haibo, JIN Jiashan

(College of Power Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

A down-load control strategy for supercharged boiler installation is put forward, which can increase the boiler’s down-load speed and improve maneuverability of power system. By the simulation platform named SimuWorks, the down-load characteristic is analyzed based on the mechanistic models of marine supercharged boiler installation. The simulation result shows that the model has a high credibility, the error between simulation model and actual equipment is under 0.3%. The max valve-closed speed is 1.85 (°)/s, and it takes boiler 172 s to return stable. Down-load by steps will shorten elapsed time at least 43.78% to return stable, and the more steps, the less time spends.

supercharged boiler installation; down-load characteristic; excess air coefficient; control strategy

10.11918/j.issn.0367-6234.201606090

2016-06-24

中國(guó)博士后科學(xué)基金(2013T60921)

黃文元(1991—)，男，博士研究生； 金家善(1962—)，男，教授，博士生導(dǎo)師

倪 何，elegance2006@sina.com

TK 229.5；TP 391.9

A

0367-6234(2017)07-0165-06