调整涡轮通流特性提高增压机组与增压锅炉热力匹配性能

1、调整涡轮通流特性提高增压机组与增压锅炉热力匹配性能冯永明 王银燕 张国磊 王成 哈尔滨工程大学动力与能源工程学院.黑龙江哈尔滨150001 摘要根据涡轮增压机组与增压锅炉匹配工作的基木原理，考虑两者之间存在的热平衡关系、压力平衡关系， 以及配合约束边界条件.建立研究两者匹用工作特性的热力平衡计算模型.提出一种迭代求解计算方法，基于计 算与测试数据的対比分析证明建立模型的正确性和有效性，在此基础上，针对机组的联合工作线靠近压气机垢 塞区域可能影响机组满负荷长期工作性能.提出通过调整涡轮的通流特性以优化两者的热力匹配，计算结果表 明.涡轮通流能力减小5%时 压气机工作线远离堵塞区域，效率得到提高，

2、使涡轮做功能力增强 辅助汽轮机烹 汽消耗量减少30%,提高了两者的热力兀配性能° 关键词:船用增压锅炉;涡轮増压机组；匹配特性；模拟计算中图分类号u664.12文献标志码a文章编号= 1673 - 3185 (2011 ) 04 - 83 - 06matchi ng performance enhan ceme nt of turbocharged unit and boilerby adjusting throughflow characteristics of gas turbinefeng yong-ming wang yin-yan zhang guo-lei wang ch

3、engcollege of power and energy engineering harbin engineering university. harbin 150001. chinaabstract: based on the matching operation principle and the constraint boundary conditions, a computation module and corresponding mathematical iteration method was proposed to resolve the superchargec boil

4、er comp on ent matchi ng characteristics between main boiler and turbocharged unit, where exist in the operating characteristics of heat balance and pressure balance etc the computational results are in goo( agreement with the experimental data. when considering the equilibrium running line near its

5、 choke zon( can deteriorate the compressor long-lasting stability at full load, we put forward to improve the therma match by adjusting the gas turbine flow characteristics the results show that the capacity of turbine flow passage is reduced by 5%, the normal running line away from the compressor b

6、lock operation region. its efficiency. gas turbine power capability at the same time significantly enhanced, the steam consumptior of the auxiliary steam turbine reduced by 30%, thus significantly improve the thermal dynamic matching performance this has laid a theoretical basis for the establishmen

7、t of thermodynamic matching desigr method of the supercharged boiler.key words marine supercharged boiler： turbocharged unit： matching performance: modeling and calculational 吉常规锅炉相比，具有尺寸小、重显轻、机动性好和引 万经济性高的技术优势。增压锅炉是舰用蒸汽动力增压锅炉采用增压机组与增压强化燃烧.与装置主锅炉的主要技术发展方向1聲增压锅炉动收稿日期2010-10-20基金项目 中央高校基础科研重大专项基金jheuc

8、fz10006);哈尔滨工程大学校基金heuft05027)作者简介 冯永明1976 -),男.博士.副教授，研究方向船舶热能机械气动热力学、总体性能仿真:, e-mail fengyongmingsina com力容量大和重量尺寸特性相当低，己扩展应用于 大型工厂的电站系统，通过在增压锅炉后安装小 尺寸的余热锅炉.可以生产所要求参数的蒸汽或 加热水.降低排烟温度并可使锅炉效率增加到 96%0从发衣的文献可以看出.我国对增压锅炉的 研究十分有限，早期曾开展了陆用电站增压锅炉 的设计和试验研究工作但后来屮断,而最近的硏 究主要针对船用增压锅炉主要关键设备的工作特 性及其控制装辻设计等19-叫或从

9、热平衡概念 岀发研究增压锅炉本体的热力计算等小叫对堤 压锅炉装置整体配合工作的复杂性认识不够全面 ,4!,到目前为止，还没有形成完整的增压锅炉热力 设计计算方法，本文从涡轮增压机组与增压锅炉的配合工作 原理出发.提出了适用丁研究两者配合工作特性 的热力平衡数学模型和计算方法，编制了计算程 序，通过测试数据的对比分析，证明了模型的正确 性和计算方法的有效性：此外，针对所研究机组的 配合工作线接近压气机的堵塞线区域，提出通过 调整涡轮的通流特性以优化两者的热力匹配，讣 算结果表明涡轮通流能力减小5%时，辅助汽轮 机蒸汽消耗量减少了 30%.增压锅炉的有效供汽 能力增加，两者的热力匹配性能更好：木文

10、的研究 为建立和掌握增压锅炉装置的热力匹配设计方法 奠定了一定的理论基础2涡轮增压机与增压锅炉配合的工 作原理增压锅炉点火启动过程中需要借助通风机提 供的空气点火燃烧锅炉产生蒸汽之后.其屮一樹 分通过蒸汽管道输送到增压机组辅助汽轮机中膨 胀做功，驱动汽轮机转子旋转，汽轮机转子通过减 速齿轮箱带动压气机和烟气涡轮机一同旋转，压 气机开始工作后.空气经压缩之后送到增压锅炉 的炉膛内燃烧，燃烧过的废烟气排入烟气涡轮内 膨胀做功.和辅助汽轮机一起驱动压气机旋转：此 时，通风机停止向增压锅炉送风：图1所示为增圧 锅炉装置的工作原理示意图，增压锅炉根据主动力装置中主汽轮机的需要 调整产生的蒸汽量当主动力装

11、置需耍较多的蒸 汽量时，增压锅炉增加燃料耗量，同时也要求压气 机提供相应流量的空气；这时涡轮增压机组通过 调整辅助汽轮机进汽量提升机组转速，增大压气 机的流量來满足增压锅炉的需要，当增压锅炉在 高工况下运行，增压机组出现内部功率平衡时，辅 助汽轮机的汽显随之减少(仅剩余少量的蒸汽作图1増斥锅炉装朮的丁作原理图fig. 1 schematic diagram of supercharging boilerl-压气机2烟气涡轮3增压锅炉 4-通风机5锅炉 放气阀6丿机排v旁通阀7压气机进口空u滤浦器 8-联轴节9一减速齿轮箱10辅助汽轮机11一调节阀冷却汽使用)，压气机排气旁通阀打开，并通过调 整

12、旁通阀的空气旁通量调节涡轮增压机组的转 速.满足增压锅炉的需要：3数学模型3.1增压锅炉数学模型增压锅炉是吸收燃料燃烧所发出的热显而生 产蒸汽的动力设备.根据能量守恒，燃料的热量应 等于锅炉有效吸收的热量与各种损失的热量之 利，考虑涡轮增压机组的热损失.可写出增压锅炉 的热平衡方程如下：q 二 q1 + q + q+ q+q5+q6+q(1)式中.q为送入锅炉燃料的热量，亦称为支配热 量kjjkg：qi为锅炉有效利用的热量，kj kg：q2为 锅炉的排烟损失，kj kg ch为化学不完全燃烧热 损失，kj|kg；q4为机械不完全燃烧热损失,kjikg； q为锅炉的散热损失，kj kg;q6为涡

13、轮增压机组 机械热损失,kj) kg © 为涡轮增压机组剩余功率 热损失，kjikg：值得说明的是q/q；的具体含义这里不再 详细给出，可参见文献111-13).若以燃料送入锅炉的热量百分数表示，则式 可转化为：100 = q1 + q2 + q3+q4 + q5 + q6+ci7 (2) 则可得到增压锅炉效率的计算公式如下：廿色x 100q=1 00 (ql + q2 + c|3 + c|4 + q5 + c|6 + q7)(3)考虑增圧锅炉各部件的热力学特性选用合理的经验系数并建立准确的炉膛热力计算、蒸发 管束热力计算、过热器热力计算和经济器热力讣 算的数学模型，是进行锅炉有效利

14、用热量计算的 前提.本文上述锅炉关键部件热力计算选用的计 算模型，这里不再进一步详细给出，3.2涡轮增压机组数学模型3 2.1压气机数学模型根据压气机特性关系曲线：ttc： f (gcp. nj, qc = f (gcp. nj ,采用二元三点插值，由压气机折台 转速转速)和折合流量(流量)得到压气机的压比 和效率，然后再计算压气机的出口温度和压气机 的消耗功率：压气机出口温度t*和压气机功率 肌的计算公式如下：r= t； x 1 + 丄 x(ttc cpc - 1)henlgcx® x (t2-t；) x 丄qirc而式屮压气机折合流量gw和实际流量ge的 关系以及压气机折合转速n

15、g和实际转速氐的关 系由如下公式确定：gcp= (gcx 姨 f 旧)xgncp = x 姨5tx/姨丁rid式式屮.r为气体常数：cm为空气的定压 比热为压气机的机械效率:g为重力加速度； pi为压气机进口滞止压力；t和t；为压气机进 岀口滞止温度；为压气机设计工况转速，3 2 2烟气涡轮数学模型对于单级轴流式涡轮.由于动叶进、出口直径 无变化，因而转速对静叶喷嘴的出口压力基本无 影响.这使得转速对膨胀比与流量的影响较小，因 此在一般的热力计算时，可以近似地用一条与转 速无关的单一曲线表示，在本文的计算中，单级 烟气涡轮气动性能参数的计算，即采用了如下单 曲线涡轮气体动力特性关系曲线：gtd

16、 = f (ht) . r|t = f (ttt)gtp =gt 姨 t33由式可知，只耍膨胀比确定.就可以得到 烟气涡轮机一个完全确定的工作状态，因此在整 个循环迭代计算中，不需要进行压气机转速与烟 气涡轮转速和等的物理约束边界条件的迭代，其 中烟气涡轮折合流量gt°和实际流量gt的关系 由下式确定：烟气涡轮的出口温度和涡轮发出的功率计算 公式如下：t4 = t3* - t3* x 1 _ 1 | tttcpt x r|tho)nt = g x q)t x (t3 1 t4 x f|mt(1 1)式中，gpt为烟气的定压比热；r为气体常数；rt 为烟气涡轮机的机械效率；tj和t；为

17、烟气涡轮 进出口滞止温度：3 2 3涡轮增压机组功率平衡方程对稳定工作的涡轮增压机组烟气涡轮与辅 助汽轮机发出的功率总和应等于压气机耗功，据 此可建立如下涡轮增压机组功率平衡计算方程：ns + nt = nc(12)式中，ns为辅助汽轮机发出的有效功率其大小 取决于涡轮增压机组与锅炉配合运行的负荷工况 和烟气涡轮的做功能力及压气机的功率消耗， 3.2 4辅助汽轮机数学模型对于涡轮增压机组与增压锅炉配合的稳态匹 配计算，当辅助汽轮机需投入工作运行时，其蒸汽 消耗量为：gs=_hk_ = nk(13)11 - " 12式+ . ib i2为辅助汽轮机进出口单位质量流量蒸 汽的焰值，33两

18、者配合计算的约束边界条件涡轮增压机组与增压锅炉配合运行过程中两 者之间总存在如下热力平衡匹配特性。1) 流量平衡烟气通过烟气涡轮的质显流显应等于扣除徒 炉除尘耗气量的压气机空气流量与锅炉燃油消耗 量之和，即gt = (ge + gb) x (1 - 0. 02)u 4)式中.gt为通过涡轮的烟气流量；ge为压气机空 气流量；gb为锅炉燃油消耗量，锅炉除尘耗气量 约为2%,2) 热量平衡实际上，随着锅炉负荷工况的变化.压气机耗 功或烟气涡轮的做功能力会和应发生改变.从而 影响到整个涡轮增压机组的功率平衡，通过改变 辅助汽轮机的蒸汽消耗.最终导致整个增压锅炉 装置的热平衡也发生变化:当烟气涡轮发出

19、的功率不足或其刚好满足压 气机的耗功和增压机组的损失时，增压机组不存 在剩余功率.增压机组剩余功率热损失q?为零，热平衡方程可采用如下表达式，但上述两种情况 q6的计算表达式不同：qr 二 ql + c)2 + qg + c)4 + c)5 + q6(15)式中，当功率平衡，即nc： nt吋，qs = alr-alc(16)而当功率不足,即nc = nt + ns时,qe= it ale(17)nc当烟气涡轮发出的功率过剩时.增压锅炉装 置的热平衡方程式即为式，但涡轮增压机组机 械热损失q&和涡轮增压机组剩余功率热损失q7 的计算表达式如下：qe =- ale(18)ntncq7= 1

20、-n7ait (19)lctxc"x 十rx ttccpc - 1(20)式中，&t和ale分别为涡轮的烟气焙降和压气机 的空气焰升，并采用如下计算公式:系统的流动损失与流量的平方近似成止比，据此 通过数据拟和得到沿机组管路压气机进气系统阻 力、锅炉烟风阻力、烟气涡轮排气阻力计算公式：pi z fi (ge勺p2 = l (gt勺ap3 = f3 (gt2)圧气机喘振裕度的计算采用如下公式ttcsgsgcsttc(31)(32!(33)(34)式中，为喘振边界的压比ges为喘振边界的折 合流量。计算中二者拟合成折合转速 九。的函数，4计算方法在给定蒸汽产量和过量空气系数后，上

21、述热 平衡方程与压力平衡方程组联系构成了一个非线性代数方程组，由于方程的物理意义和定义互和 独立，因此有唯一一组实数解，在过量空气系数给 定的情况下，可根据压气机流量、压气机转速计算 得到燃料量，并根据蒸发量进行两者配合的热平 衡计算，其中炉膛热力计算、过热器热力计算和经it 二 gt x cdtt3* x d -1tttcptx rt(21)3)压力平衡济器热力计算分别需要进行热平衡迭代：另一方 面则可由压气机转速、压气机流量计算得到压气 机压比、系统阻力等.并根据机组压力平衡方程得 到涡轮膨胀比.并由涡轮的通流特性：(30)(35；(36!若定义压气机进出口压力为pi和pn烟气袄 轮进出口

22、压力分别为p3和p4.而压气机进气系统 阻力为api,锅炉烟风阻力为apz涡轮排气系细阻力为apj则存在如下关系：ttc = p2i pl(22)e = p3ip4(23)pl = pa -昭(24) ap2 = p3(25)(26)p4 - ap3 = pa若定义压气机进气系统总压恢复系数为o1; 锅炉烟风总压恢复系数为a2,烟气涡轮排气系统 总压恢复系数为03,则它们的计算公式分别如下： ai =(pa-apj|pa= pllpa(27)02 =(p2- ap2)ip2= p31p2128103 =(p4 - ap3)|p4=pa p41291则可得到如下压力平衡方程：ttt 二 ttc

23、x (ji x 02 x 0.3即沿机组流体网络管路系统，机组的压力下降应 等于机组的压力升高：3.4其他重要计算公式通过对测试数拯的回归整理，结果表明管路gtp= gtt: =f (tt'3 计算得到涡轮前的烟气温度：2t p3 x f (ttt)t3=只有当由热平衡计算得到的经济器出口烟温 与由压力平衡计算得到的烟气涡轮前温度相一致 时，则根据两个独立物理量(流量、转速)迭代求得 的一组实数解不仅可满足涡轮增压机组与增压 锅炉配合运行的热力平衡(热平衡、压力平衡)特 性，而且由这两个独立变量迭代确定的唯一一组 实数解也满足两者配合运行管路系统流体网络中 工质压力、温度和流量的耦合关

24、系。计算表明，基 于两个独立物理量(流:b、转速)和上述方程组迭 代求解次序，根据机组相似工况的测试数据作为 初始值，采用二分法依次进行流量和转速的迭代. 就可迭代解出上述方程组的近似实数解5仿真验证对涡轮增压机组与增压锅炉配合运行的测试 数据进行了对比计算，表1给出了额定工况两者 对比的详细结果其中锅炉燃油耗量、压气机空气流量、转速以及辅助汽轮机蒸汽耗量分别以设计 参数进行了无因次化：名称实验值计算值锅炉燃油耗录1.0131.018大气环境温度/k303303压气机流虽1.0151.021压气机转速压气机压比1.021.025压气机出口温度/k3.113.05压气机出口压力/mpa44243

25、7锅炉经济器出厂1烟温/k0.310.31涡轮机膨胀比796797涡轮机出口温度/k2.112.07涡轮机出口压力/mpa671673辅助汽轮机蒸汽耗虽压气机喘振裕度0.1220.123锅炉效率/%1.0371.0450.450.4482.1381.73表1额定工况下实验值与计算值的比较tab. 1 comparis on ofexpeime ntal values a nd calculation values at rated conditions1.6-1.2-0从表中可以看ill计算值与测试数据吻合较 好，表明所建立的仿真模熨具有较高的可靠性，可 用來研究分析涡轮增压机组与增压锅炉联合

26、工作 的兀配特性，6 5 4 3o.o.o.o.弐0孝游二5、三6计算分析由表1还可以看出，在额定工况吋压气机喘 振裕度达0 45己进入其堵塞工作区域.远离了压 气机可稳定工作的喘振裕度一般为0. 10、0. 20的 髙效率区域:在近堵塞区域工作时，压气机效率瑕 低耗功大.将使辅助汽轮机需补充的功率增加，貝 蒸汽消耗量增加.从而降低或限制锅炉最大负荷 的有效供汽能力：实际上、由机组压力平衡关系可知，烟气涡轮需耍达到的进口压力及锅炉烟风阻 力决定了压气机需要达到的岀口压力(p3 = p2 - ap2,其中p?为涡轮进口烟气压力.p2为压气机出10 20 30 40 5() 60 70 80 90

27、 10() 110 锅炉负荷图2涡轮增压机组压气机压比pressure ratio of supercharging compreor of gas turbine0.2-q | ' i * 1 > j* t ' * < * 1 1 * 1010 20 3() 40 50 60 70 80 90 100 110锅炉负倚/%图3涡轮增压机组压气机喘振裕度的变化卜 ig3 arious surging tolerance of turbine supercharging compressor.、一呈淫岛芝口压力，为锅炉烟风阻力)，而在锅炉空气流 量；烟气产量)一定时.若

28、涡轮通流能力减小，由于 排气阻力ap.3不变，则p4不变(涡轮出口压力p4 : pa - ap3.则烟气涡轮只有膨胀比增加，即涡轮速 口烟气压力p?增加，才能使涡轮通过锅炉产生削 烟气流量)，那么机组压力平衡要求压气机需达到 更高的出口压力即达到更高的压比，压气机工作 点向喘振边界方向移动.压气机喘振裕度减小，劳 率提高，图2图6给出了涡轮通流按原设计和泯 轮通流能力减小5%.即单级烟气涡轮的喷嘴叶片 安装角减小某一角度后两种情况下，涡轮增压机1.01 1 i « i i i j i 1 i i i i010 20 30 4() 50 60 7() 8() 90 100 11()镐炉

29、负荷/%图4涡轮增斥机组烟代涡轮膨胀比fig.4 expansion ratio <»f flue gas turbine in supercharging compressor组压气机、烟气涡轮和辅助汽轮机的主要工作参 数和性能参数随增压锅炉负荷变化而变化的规律 曲线：由这些图中可以看出，当涡轮通流能力减小 5%时涡轮增压机组压气机压比升高.最高在勒 定工况点时达到3. 2但仍在锅炉可允许的进气圧 力范围之内，压气机喘振裕度减小.整体上喘振裕图5涡轮増jk机组压气机出口空气温度涡轮出口烟气温度fig.5 outlet air temperature of turbine si

30、i|x r< harg!iig compressor and outlrl flue temperature of turbine锅炉负荷/%图6涡轮增压机组压气机消耗功率、烟气涡轮做功 和辅助汽轮机功率变化fig.6 curves in irons of consumed |x)wrr of turbine sujicrcharging compressor, acting force of flu<- gets turbine and various powers of auxiliary turbine度减小了 0. 05.压气机工作线向喘振边界方向移 动.压气机效率升高，压

31、气机排气温度升高，与此 同时，烟气涡轮膨胀比升高，其效率升高做功能力 增强由于烟气涡轮做功能力的增加快于压气机 耗功的增长.从而使辅助汽轮机需补充的功率减 小，显然这将使辅助汽轮机的蒸汽消耗量减小，堆 压主增压锅炉故大负荷的有效供汽能力增加，寤 体上看这里压气机、烟气涡轮和辅助汽轮机的杞 关参数变化趋势相一致 其中图6中功率参数迪 行了无因次化处理，因此，从图中可以看出，当汰 轮通流能力减小5%时，辅助汽轮机蒸汽功率减小7 30%左右，由此其蒸汽消耗量也可减少近 30%,从整体来看，该计算仿真结果与前面的定性 理论分析吻合良好。同理可推知.对于本文研究机组.当涡轮通流 能力增加时，涡轮增压机组

32、压气机压比降低，压气机工作线向堵塞线方向移动，压气机喘振裕度增 大.压气机效率下降.压气机排气温度下降，与此 同时，烟气涡轮膨胀比减小，效率下降且排气温度 升高，烟气涡轮做功能力减小，从而将使辅助汽轮 机需补充的功率增大：因此，对于本文的特定研究 对象，可考虑在锅炉许可的最大进气压力范围内. 通过减小涡轮的通流能力，将涡轮增压机组与增 压锅炉匹配的压气机的工作线由靠近堵塞区域沿 纵坐标方向向喘振边界方向移动.以期涡轮增压 机组与增压锅炉更稳定地配合工作，7结论1）建立的热力平衡计算模型（主要包括质量 平衡方程、热量平衡方程、压力平衡方程）和提出 的迭代求解方法，可用于研究涡轮增压机组与墙 压锅

33、炉的热力匹配特性，计算模型正确，计算方法 可行，计算模型可用于分析环境温度和系统管路 阻力变化对整个装置热力匹配的影响同吋也表 明，增压锅炉装置的热力设计计算不同于常压锅 炉.在考虑两者配合工作的约束边界条件的前提 下,当进行热显平衡计算时，还必须考虑机组流网 管路固有的压力平衡关系.并在计算中解决热量 平衡方程和压力平衡方程的耦合关系:2）通过调整涡轮的通流特性是优化涡轮增 压机组与增压锅炉配合性能的一种有效手段:只 有实现了压气机通流特性及涡轮通流特性这两者 与锅炉消耗空气流量特性（压力-流量关系）的参 数匹配，才能满足涡轮增压机纽与增压锅炉配合 工作时机组管路系统固有的压力平衡特性，实现

34、 涡轮增压机组与增压锅炉的r好热力匹配,由于 涡轮增压机组采用多级压气机.故其压气机通流 特性的调整一般难度较大.而其烟气涡轮采用单 级设计调整通流特性技术难度不大，效果较好. 故提出研究机组可通过调整涡轮的通流特性（或 釆用变儿何涡轮设计）进一步优化两者的配合工 作性能'参考文献：ill吉桂明舰用主增压锅炉在固定式动力工程中的应用ji 锅炉技术 1998, 29 （10） ：15-15,2 刘长和船用增压锅炉技术的新进展j热能动力工程， 1999. 14 ：241 -245.李章，张宇刘祥源 舰用増压锅炉装置ml北京：海潮131出版社.2000张丽剑，姜任秋，李彦年，等 增压锅炉经济

35、器结构与热 4 力计算研究ij1哈尔滨工程大学学报.2004. 25 （2）:229-231（下转第91页： 汽轮机的实发功率能够很好地跟踪发电机的功率 变化.大约30 s便可达到功率设定值，表明了汽 轮机进汽调节阀控制的有效性；同时，由于进汽咼 的改变必然会引起汽轮机转速的变化，而功频捋 制系统的调节作用又使得汽轮机转速能够很快回 到设定值，转速的超调量小于额定值的2%.因帀 能满足船用汽轮机的控制指标，由图3可看出，当发电机功率下降时，汽轮机 功频控制系统是通过进汽调节阀动作，减少汽轮 机的进汽量來实现汽轮机功率下降的，汽轮机的 进汽量约需30 s稳定，这与图2中汽轮机功率的 稳定时间是一

36、致的，证明了所提出的汽轮机功频 控制系统的有效性。同时.汽轮机进汽量的减少会 引起蒸汽发生器水位的波动，但由于水位控制系 统的作用，蒸汽发生器的水位波动非常小，能很快 回到设定值，另外.蒸汽产量的减少也会导致蒸汽 发生器的饱和压力以及温度上升：5结语通过建立船用汽轮机的本体数学模型，设计 了基于pid的船用汽轮机功频控制系统.并采用 matlab simulink模块对其进行了仿真计算，与蒸 汽发生器水位控制系统进行了耦合计算：仿真结 果表明，该功频控制系统不但能使汽轮机的实发 功率快速跟踪发电机功率的变化而且还能保证 汽轮机的转速不变。参考文献：111张杨伟，蔡琦，于雷 船用核汽轮机装置仿真

37、研究iji.汽 轮机技术.2006. 48(1) ：40-432| zhu q d zhang y. zhang j q. design of fuzzy neu ral network controller for marine steam turbine systen i j i fourth international conference on natura computation2008 353-356.131 son l h. sum results of analyzing of marine steam turbine propulsion plant in the trans

38、ient states using the mathematical model j ieee technology ocean *04. 2004 4 2296-2301.“ 苏杰 夏国淸，张伟.汽轮机系统的鲁棒预测控制仿具研4* 究(j微计算机技术,2007 ：22! ：4-6,孙建华,汪伟，余海燕.基于模糊-pid的汽轮机转速控 51制系统j1自动化技术与应用.2008.27(1) ：27-29. 33han g h. chen l h, shao j p. et al study of fuzzy pid controller for industrial steam turbine governing system ；c /ieee international symposium on communica tions and information technology (isc