CN110966083A - 海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，所述方法首先定义柴油主机的压比参数θ_C、柴油主机的效率η_C、膨胀效率η_D、柴油主机的燃烧过程的压力保持系数ρ_Com和柴油主机的热回收过程的压力保持系数ρ_R；再根据上述所得参数确定柴油主机各透平出口工质状态点的燃烧温度、烟气比容和压力；得燃料

E、输出电功率

E_P以及柴油机涡轮增压

E_T，最后得出余热回收系统的

效率ε；从而控制余热回收系统的效率。与现有技术相比，本发明提供的控制方法得到柴油主机余热回收时系统

效率与压比参数及温比参数之间的关系，通过观察各状态点参数，对其压力进行控制，从而使柴油主机余热回收时系统

效率最高。

Description

海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法

技术领域

本发明涉及海上采油能量回收领域，特别涉及一种海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，具体是监测其余热回收效率并进行控制的方法。

背景技术

中海油在海上大陆架有大量的采油平台和FPSO，一般在采油设施上面有3-5台功率不等的发电柴油主机，如果要提升Diesel柴油主机系统效率，通过烟气余热回收是较为理想的途径。由于余热回收时，柴油主机的负荷将根据采油量的变化而变化，故柴油主机的余热热量将由柴油主机的负荷而定，因此，余热回收时应根据柴油主机负荷的变化而调整余热回收设备的工作效率，使余热利用率最大化。而现有的海上采油设施的余热回收未考虑此因素。

发明内容

针对现有技术存在的上述问题，本发明提供了一种海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，可根据柴油主机负荷的变化而调整余热回收设备的工作效率，使余热利用率最大化。

为解决上述技术问题，本发明提出的技术方案为：

本发明所提供的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，包括以下步骤：

步骤S1)根据柴油主机压气机进出口压力、进出口温度、烟气比热比确定柴油主机的压比参数θ_C；

步骤S2)根据柴油主机压气机实际出口温度、不可逆损失后的出口温度、环境温度确定柴油主机效率η_C和膨胀效率η_D；

步骤S3)根据柴油主机压气机透平出口压力、燃烧室燃烧过程后的压力和燃烧后的烟气比热比确定柴油主机的燃烧过程和热回收过程的压力保持系数ρ_Com和ρ_R；

步骤S4)根据步骤S1～S3所得参数θ_C、η_C、η_D、ρ_Com和ρ_R确定柴油主机各出口工质状态点的燃烧温度、烟气比容和压力；

步骤S5)根据步骤S1～S4所得各参数确定余热回收系统的

效率ε；

步骤S6)根据步骤S5所得柴油主机不同负荷下的余热回收系统的

效率ε的极值确定柴油主机的压比参数θ_C，以压比参数θ_C和柴油主机的压气机透平出口温度控制柴油主机的压气机压力，从而间接保持余热回收系统的

效率ε为最高值。

优选地，步骤S1中确定柴油主机的压比参数θ_C：

θ_C＝T_2′/T₁＝(P₂/P₁)^(γ-1)/γ (1)

式中，γ为烟气比热比，P₁为柴油主机运行时状态点1的压力，P₂为柴油主机运行时状态点2的压力，T₁为有余热回收时状态点1的烟气温度，T_2’为有余热回收时状态点2’的烟气温度，γ为烟气比热比。

更优选地，步骤S2中确定柴油主机的压气机效率η_C和膨胀效率η_D通过式2和式3得出：

η_C＝(T_2′-T₁)/(T₂-T₁) (2)

η_D＝(T₃-T₄)/(T₃-T_4′) (3)

式中，T₁为压气机透平出口状态点1温度，T₂为压气机透平出口状态点2温度，T_2’为压气机透平出口状态点2’温度，T₃为压气机透平出口状态点3温度，T₄为压气机透平出口状态点4温度，T_4’为压气机透平出口状态点4’温度。

进一步，步骤S3中确定燃烧过程和热回收过程的压力保持系数ρ_Com式4得出：

ρ_Com＝(P₃/P₂)^(γ-1)/γ (4)

式中，ρ_Com为燃烧过程的压力保持系数，ρ_R为热回收过程的压力保持系数，由于没有余热锅炉，故取ρ_R＝1，P₂为压气机透平出口状态点2压力，P₃为压气机透平出口状态点3压力，P₄为压气机透平出口状态点4压力。

更进一步，根据步骤S1～S3所得参数θ_C、η_C、η_D、ρ_Com和ρ_R，通过式1～式17确定柴油主机各透平出口工质状态点的燃烧温度T、烟气比容v和压力P，使系统效率达到最高值；

1点：

P₁

v₁

T₁

2点：

P₂＝(θ_C)^γ/(γ-1)P₁ (5)

v₂＝[1+(θ_C-1)/η_C](θ_C)^-γ/(γ-1)v₁ (6)

T₂＝[1+(θ_C-1)/η_C]T₁ (7)

3点：

P₃＝(ρ_Comθ_C)^γ/(γ-1)P₁ (8)

v₃＝α(ρ_Comθ_C)^-γ/(γ-1)v₁ (9)

T₃＝αT₁ (10)

4点：

P₄＝(ρ_R)^γ/(γ-1)P₁ (11)

v₄＝α(ρ_R)^-γ/(γ-1){1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}v₁ (12)

T₄＝α{1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}T₁ (13)

7点(涡轮增压后状态点)：

P₇

v₇

T₇

式中，P₁-P₇为柴油主机运行时状态点1-7的压力，v₁-v₇状态点1-7的烟气比容，T₁-T₇为有余热回收时状态点1-7的烟气温度。状态点7点的温度和压力都由柴油主机厂家给定，一般来说，柴油主机在运行时尾部烟气先进行涡轮增加后的烟气排空，如果进行余热回收，也是在此之后增设涡轮增压器。

则，步骤S5为根据步骤S1～S4所得各参数式1～13代入式14、式17和式18确定燃料

E、输出电功率

E_P涡轮增压给主机增加的效率E_T，具体为：

式中，E为燃料

，q_m为烟气质量流量，C_P为烟气的定压比热容，η_com为燃料在燃烧时的不可逆损失，m_h为燃料消耗量(单位为kg/h)，Q_net为燃料低位发热量(单位为kJ/kg)；

输出电功率

E_P(kW)的计算公式为：

E_P＝q_mC_Pη_G[(T₃-T₂)-(T₄-T₁)] (15)

式中，η_G为发电机的效率，一般由厂家给出。

涡轮增压给主机增加的效率E_T(kW)的计算公式为：

E_T＝q_mC_Pη_T(T₄-T₇) (16)

对式16变形，得：

E_T＝q_mC_Pη_T(α{1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}T₁-T₇) (17)

对式15变形，得：

余热回收系统的

效率的ε计算公式为：

将式17、式18代入式19得余热回收系统的

效率ε：

式中，假设α为余热回收的温比参数且通过T₃＝αT₁求得，ρ_Com为燃烧过程的压力保持系数，ρ_R为热回收过程的压力保持系数，η_G为发电机效率，η_T为烟气涡轮增压效率，T₁为有余热回收时状态点1的烟气温度，T₃为有余热回收时状态点3的烟气温度，T₇为有余热回收时状态点7的烟气温度。

优选地，步骤S6为根据S5所得余热回收系统的

效率ε和与压比参数和温比参数的换算关系得出其关系图，通过柴油主机的自动控制系统计算维持余热回收系统的

效率ε为最高值时柴油主机所需压气机状态点2’透平出口的压力。

与现有技术相比，本发明提供的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，对于海上采油平台柴油主机进行余热回收过程时，在主机后加装涡轮增压器，主机膨胀做功后的尾气进入涡轮增压器，进行余热回收，目的是将空气的压力升高。通过计算系统的

效率，从而得出柴油主机余热回收时系统

效率与压比参数及温比参数之间的关系，进而对柴油主机余热回收时各状态点进行压力控制，通过观察各状态点的参数，对其压力进行控制，从而使柴油主机余热回收时系统

效率最高。

附图说明

图1为本发明提供的控制方法流程图；

图2为本发明提供的柴油主机余热回收采用的不可逆简单开式Brayton联产循环温熵图。

具体实施方式

以下结合附图对本发明的具体实施方式进行详细说明。应当理解的是，此处所描述的具体实施方式仅用于说明和解释本发明，并不用于限制本发明。

热力学系统优化分析

本发明提供的海上采油平台是主机排出的高温烟气采用涡轮增压器进行余热回收，涡轮增压器将主机排出的尾气压力升高，从而减少了压气机的电功率。布雷顿循环(Brayton Cycle)是一种定压加热理想循环，亦称焦耳循环或气体制冷机循环。是以气体为工质的制冷循环，其工作过程包括等熵压缩、等压冷却、等熵膨胀及等压吸热四个过程，这与蒸汽压缩式制冷机的四个工作过程相近，两者的区别在于工质在布雷顿循环中不发生集态改变。本申请对几种热力学系统进行了分析，选用了简单开式Brayton Cycle对余热回收进行分析和优化，将柴油机的发电柴油主机作为Brayton系统中的一个关键设备考虑。

由于简单开式Brayton Cycle考虑的整个循环都是可逆的，采用Brayton系统来分析柴油机的余热回收需要考虑不可逆因素，如压气机的不可逆损失或燃烧不完全时的燃烧损失等，实际上在海上采油平台各个采油运行过程中均存在很多不可逆因素，本申请考虑的不可逆因素如下：

(1)循环工质在压气机非等熵压缩所引起的内部不可逆性；

(2)循环工质在燃烧室内由于流动损失引起的内部不可逆性；

(3)循环工质非等熵膨胀引起的内部不可逆性；

(4)循环工质在热回收装置中由于流动损失引起的内部不可逆性。

故在考虑余热回收时，应采用实际的Brayton Cycle，图1中虚线表示简单开式Brayton联产循环过程，实线表示不可逆简单开式Brayton联产循环过程。状态点1-状态点2的过程为工质在压气机内等熵压缩过程，状态点2-状态点3过程为定压燃烧过程，状态点3-状态点4为等熵膨胀过程；而状态点7是柴油主机涡轮增压后的状态点，状态点4-状态点7的过程为系统涡轮增压过程，增压后烟气直接排空。由于压气机非等熵压缩，环境空气经过压气机压缩之后，出口空气状态变为点2，而不会压缩到点2’。由于流动损失的存在，工质在燃烧室燃烧过程也不是等压燃烧，燃烧室出口工质状态是点3而不再是点3’。同样，由于工质流经热回收装置时存在流动损失，气缸排气压力不再等于环境压力，而是略微高于大气压力。另外，因为工质在透平内的膨胀过程中存在不可逆性。所以，透平出口工质状态为点4(有不可逆损失，状态点1～6均代表此含义)而不是点4’(无余热回收无不可逆损失时的状态点，状态点１’～7’均代表此含义)和点4”(无余热回收时的状态点，状态点1”～4”均代表此含义)。

实施例1海上采用平台柴油主机余热回收效率控制

以对某一海上采油平台的某一柴油主机增加涡轮增压器后进行余热回收为例，该柴油主机(即压气机，本实施例中采用111FPSO发电柴油机)基本参数见表1，发电柴油机柴油主机运行参数见表2。

表1发电柴油机基本参数表

表2柴油机运行参数(No.34024)

计算之前，先定义定压比热C_P＝1.004kJ/(kg.K)，定容比热C_v＝0.718kJ/(kg.K)，则可知道γ＝1.4，取涡轮增压后的排气温度为340℃。

该控制方法步骤具体如下：

步骤1：定义压气机的效率

在不可逆热电联产循环中，循环的压缩比和活塞的膨胀比是相同的，但是由于不可逆损失的存在，因此定义压气机的压比参数θ_C：

θ_C＝T_2′/T₁＝(P₂/P₁)^(γ-1)/γ (1)

式中，γ为烟气比热比，T₁为压气机透平出口状态点1温度，本实施例中测得实时温度具体为30.7℃；T_2’为压气机透平出口状态点2’的温度；P₁为压气机透平出口状态点1压力，本实施例中测得实时压力具体为1.010bar；P₂为压气机透平出口状态点2压力，本实施例中为实际压气机的出口压力，测得实时压力具体为26.05bar。

根据式1计算出压比参数θ_C为2.53。

同时，为了表征压气机、膨胀和的不可逆损失，以式2～式3定义压气机效率η_C、膨胀效率η_D：

η_C＝(T_2′-T₁)/(T₂-T₁) (2)

η_D＝(T₃-T₄)/(T₃-T_4′) (3)

式中，T₁为状态点1的温度，具体为30.7℃；T₂为状态点2的温度，分别通过式1、4、10计算得温度T₂为832K；T_2’为状态点2’温度，计算得温度T_2’为768K；T₃为状态点3温度，根据公式13计算的a值为6.06，根据公式10计算出T₃为1840K。取不可逆参数η_D＝0.89，η_C＝0.88，η_G＝0.97，ρ_Com＝0.98，ρ_R＝1，T_4’为状态点4’温度，计算出T_4’为376K。

步骤2：定义压力保持系数

为表征燃烧过程与热回收过程的流动性损失，分别定义燃烧过程和热回收过程的压力保持系数ρ_Com和ρ_R，如式4所示：

ρ_Com＝(P₃/P₂)^(γ-1)/γ (4)

式中，ρ_Com为燃烧过程的压力保持系数，ρ_R为热回收过程的压力保持系数，本实施例中无余热锅炉，故ρ_R具体为1，P₃为压气机透平出口状态点3压力，本实施例通过式8计算得P₃为3.6bar；步骤1可知P₂为26.05bar，P₄为压气机透平出口状态点4压力，通过式11计算得P₄为1.084bar。

步骤3：确定Brayton Cycle各状态点状态参数

通过式9～式23计算Brayton Cycle各状态点的燃烧温度T、烟气比容v和压力P，具体如下：

1点：

P₁

v₁

T₁

2点：

P₂＝(θ_C)^γ/(γ-1)P₁ (5)

v₂＝[1+(θ_C-1)/η_C](θ_C)^-γ/(γ-1)v₁ (6)

T₂＝[1+(θ_C-1)/η_C]T₁ (7)

3点：

P₃＝(ρ_Comθ_C)^γ/(γ-1)P₁ (8)

v₃＝α(ρ_Comθ_C)^-γ/(γ-1)v₁ (9)

T₃＝αT₁ (10)

4点：

P₄＝(ρ_R)^γ/(γ-1)P₁ (11)

v₄＝α(ρ_R)^-γ/(γ-1){1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}v₁ (12)

T₄＝α{1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}T₁ (13)

7点(涡轮增压后状态点)：

P₇

v₇

T₇

式中，P₁为1.010bar，P₂为26.05bar，P₃为3.6bar，P₄为1.084bar，P₇为涡轮增压后压气机透平出口状态点7压力，v₁为压气机透平出口状态点1烟气比容，v₂为压气机透平出口状态点2烟气比容，v₃为压气机透平出口状态点3烟气比容，v₄为压气机透平出口状态点4烟气比容，v₇为涡轮增压后压气机透平出口状态点7烟气比容，T₁为压气机透平出口状态点1温度，T₂为压气机透平出口状态点2温度，T₃为状态压气机透平出口3点温度，T₄为柴油主机排烟温度，T₇为涡轮增压后压气机透平出口状态点7温度。

步骤4：

效率分析

由于系统效率只考虑了系统的热效率，没有涉及能量的质量问题，能量的质量问题需要进行系统的

效率分析，具体如下：

燃料

E的计算公式为：

式中，E为燃料

，q_m为烟气质量流量，具体为44098kg/h，C_P为烟气的定压比热容，具体为C_P＝1.004kJ/(kg.K)；

输出电功率

E_P(kW)的计算公式为：

E_P＝q_mC_Pη_G[(T₃-T₂)-(T₄-T₁)] (15)

式中，η_G为发电机的效率，一般由厂家给出，本实施例中η_G＝0.97。

涡轮增压给柴油主机增加的效率E_T(kW)的计算公式为：

E_T＝q_mC_Pη_T(T₄-T₇) (16)

上式的涡轮增压效率η_T一般来说为0.5，为使计算方便，从较多涡轮增压的柴油机的运行情况来说，涡轮增压后的排气温度基本保持稳定，本案例取340℃，故公式16可以变形为：

E_T＝q_mC_Pη_T(α{1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}T₁-T₇) (17)

对式15变形，得：

余热回收系统的

效率的ε计算公式为：

将式17、式18代入公式19得余热回收系统的

效率ε：

通过公式14计算得温比参数α为6.06，则对应的α_R的值为1.49，压比参数θ_C＝2.54。根据上述计算出的参数代入到公式20，可以计算出系统的

效率ε为0.563，而系统效率最高值在于压比参数θ_C＝2.3，

效率ε为0.565。从式20可以看出，该公式极其复杂，故系统的

效率很难直接通过系统的参数计算得出，故发明人通过从式20得到系统的

效率ε与压比参数θ_C的关系对系统的

效率ε进行控制，通过压比参数θ_C极值和柴油主机的压气机透平出口温度T控制柴油主机的压气机压力P，从而使余热回收系统中压比参数θ_C为最大，从而间接保持余热回收系统的

效率为最高值，实现柴油主机余热回收时状态点的控制。

步骤5：余热回收系统效率分析

根据上述公式，可以求出表3的各个参数：

表3柴油主机运行参数

取不可逆参数η_D＝0.89，η_C＝0.88，η_G＝0.97，ρ_Com＝0.98，ρ_R＝0.98η_T＝0.5，根据公式24可以计算出的某一柴油主机余热回收时系统

效率与压比参数及温比参数之间的关系图(图2)，从图2可知，当α一定时，随着θ_C的增加明显出现了一个系统

效率ε的极值，具体见表4.故柴油主机在不同负荷下运行时如需余热回收可根据式27进行计算，为了使系统

效率ε保持在极值点，从而保证系统的运行处在效率的最高点，可通过计算结果调整压比参数，表4是由图2得出的

效率极值点与压比参数和温比参数的关系。

表4

效率极值点与压比参数和温比参数的关系

从表4可以看出，当柴油发电柴油主机的负荷发生变化时，余热回收系统的

效率出现极值的状态点是不断变化的，故本申请通过公式对海上采油平台的余热回收过程进行数值计算，通过所得计算结果调整压力，保证整个系统的效率在最高值。

步骤6：保持最高系统

效率

根据步骤5所得余热回收系统的

效率ε和与压比参数和温比参数的换算关系得出其关系图，通过柴油主机的自动控制系统计算当维持余热回收系统的

效率ε为最高值时柴油主机所需压气机状态点2’透平出口的压力，本实施例中计算所得ε的极值为0.565，以实时温比参数6.06为例，故需将压比参数调节为2.3，则使

系统为最大值。

上述系统设计是为了柴油主机发电而不考虑余热回收时的效率，一般情况下会出现阻力引起的状态点4点温度有所上升，如果想对系统进行余热回收，则需要对压比参数进行调整，根据本申请提供的控制方法，当柴油主机的压比参数不变时，增加余热回收需控制温比，当控制温比参数为2.3时，系统的

效率为0.565，

效率提升4％左右。

上述只是本发明的较佳实施例，并非对本发明作任何形式上的限制。虽然本发明已以较佳实施例揭露如上，然而并非用以限定本发明。因此，凡是未脱离本发明技术方案的内容，依据本发明技术实质对以上实施例所做的任何简单修改、等同变化及修饰，均应落在本发明技术方案保护的范围内。

Claims (8)

1.一种海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，包括如下步骤：

步骤S1)根据柴油主机压气机进出口压力、进出口温度、烟气比热比确定柴油主机的压比参数θ_C；

步骤S2)根据柴油主机压气机实际出口温度、不可逆损失后的出口温度、环境温度确定柴油主机效率η_C和膨胀效率η_D；

步骤S3)根据柴油主机压气机透平出口压力、燃烧室燃烧过程后的压力和燃烧后的烟气比热比确定柴油主机的燃烧过程和热回收过程的压力保持系数ρ_Com和ρ_R；

步骤S4)根据步骤S1～S3所得参数θ_C、η_C、η_D、ρ_Com和ρ_R确定柴油主机各出口工质状态点状态参数；

步骤S5)根据步骤S1～S4所得各参数确定余热回收系统的

效率ε；

步骤S6)根据步骤S5所得柴油主机不同负荷下的余热回收系统的

效率ε的极值确定柴油主机的压比参数θ_C，以压比参数θ_C和柴油主机的压气机透平出口温度控制柴油主机的压气机压力，从而间接保持涡轮增压余热回收系统的

效率ε为最高值。

2.根据权利要求1所述的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，步骤S5通过式20得余热回收系统的

效率ε：

式中，假设α为余热回收的温比参数且通过T₃＝αT₁求得，ρ_Com为燃烧过程的压力保持系数，ρ_R为热回收过程的压力保持系数，η_G为发电机效率，η_T为烟气涡轮增压效率，T₁为有余热回收时状态点1的烟气温度，T₃为有余热回收时状态点3的烟气温度，T₇为有余热回收时状态点7的烟气温度。

3.根据权利要求1所述的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，步骤S1中确定柴油主机的压比参数θ_C：

θ_C＝T_2′/T₁＝(P₂/P₁)^(γ-1)/γ (1)

式中，γ为烟气比热比，P₁为柴油主机运行时状态点1的压力，P₂为柴油主机运行时状态点2的压力，T₁为有余热回收时状态点1的烟气温度，T_2’为有余热回收时状态点2’的烟气温度，γ为烟气比热比。

4.根据权利要求3所述的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，步骤S2中确定柴油主机的压气机效率η_C、膨胀效率η_D通过式2和式3得出：

η_C＝(T_2′-T₁)/(T₂-T₁) (2)

η_D＝(T₃-T₄)/(T₃-T_4′) (₃)

式中，T₁为压气机透平出口状态点1温度，T₂为压气机透平出口状态点2温度，T_2’为压气机透平出口状态点2’温度，T₃为压气机透平出口状态点3温度，T₄为压气机透平出口状态点4温度，T_4’为压气机透平出口状态点4’温度。

5.根据权利要求4所述的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，步骤S3中确定燃烧过程和热回收过程的压力保持系数ρ_Com和ρ_R通过式5得出：

ρ_Com＝(P₃/P₂)^(γ-1)/γ (4)

式中，P₂为压气机透平出口状态点2压力，P₃为压气机透平出口状态点3压力，P₄为压气机透平出口状态点4压力。

6.根据权利要求5所述的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，步骤S4为根据步骤S1～S3所得参数θ_C、η_C、η_D、ρ_Com和ρ_R，通过式1～式17确定柴油主机各透平出口工质状态点的燃烧温度T、烟气比容v和压力P，使系统效率达到最高值；

1点：

P₁

v₁

T₁

2点：

P₂＝(θ_C)^γ/(γ-1)P₁ (5)

v₂＝[1+(θ_C-1)/η_C](θ_C)^-γ/(γ-1)v₁ (6)

T₂＝[1+(θ_C-1)/η_C]T₁ (7)

3点：

P₃＝(ρ_Comθ_C)^γ/(γ-1)P₁ (8)

v₃＝α(ρ_Comθ_C)^-γ/(γ-1)v₁ (9)

T₃＝αT₁ (10)

4点：

P₄＝(ρ_R)^γ/(γ-1)P₁ (11)

v₄＝α(ρ_R)^-γ/(γ-1){1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}v₁ (12)

T₄＝α{1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}T₁ (13)

7点：

P₇

v₇

T₇

式中，P₁-P₇为柴油主机运行时状态点1-7的压力，v₁-v₇状态点1-7的烟气比容，T₁-T₇为有余热回收时状态点1-7的烟气温度。

7.根据权利要求6所述的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，步骤S5为根据步骤S1～S4所得各参数式1～13代入式14、式17和式18确定燃料

E、输出电功率

E_P和涡轮增压给柴油主机增加的效率E_T：

E_T＝q_mC_Pη_T(α{1-η_D[1-1/(θ_Cρ_Comρ_R)]}T₁-T₇) (17)

式中，q_m为烟气质量流量，C_P为烟气的定压比热容，η_com为燃料在燃烧时的不可逆损失，m_h为燃料消耗量，Q_net为燃料低位发热量。

8.根据权利要求1所述的海上采油平台柴油主机涡轮增压余热回收控制方法，其特征在于，步骤S6为根据S5所得余热回收系统的

效率ε和与压比参数和温比参数的换算关系得出其关系图，通过柴油主机的自动控制系统计算维持余热回收系统的

效率ε为最高值时柴油主机所需压气机状态点2出口的压力。

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