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350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计

大连理工大学
硕士学位论文
350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
姓名:李云鹏
申请学位级别:硕士
专业:自动控制
指导教师:邵诚
20061216

大连理工大学专业学位硕十学位论文
摘要
给水控制系统是火力发电厂非常重要的控制子系统,稳定的汽包水位是汽包锅炉安
全运行的重要指标。火电厂给水系统构成复杂,汽包水位受到机组负荷,汽包压力、温
度,给水量等多项参数的影响;不同负荷阶段,给水设备不同,又需要采取不同的控制
方式。目前使用的火电厂给水控制系统存在着各自的不足之处,往往难以满足火电机组
复杂工况的要求。针对这些情况,本文结合华能大连电厂二期机组给水控制系统优化的
工程实践,初步完成了对火电厂给水控制的优化设计。本文首先分析了给水控制对象运
行特性,在此基础上对给水控制系统在机组低负荷阶段存在的问题进行深入分析。然后
根据给水差压与汽包水位调节的耦合关系,设计了基于多变量解耦的控制方案。同时,
对给水控制的经济性进行的分析,提出了新的改进办法。对三冲量给水调节提出了状态
前馈一反馈的优化设计方案。本文另一个重要内容是给水泵协调控制系统的设计。给水
泵协调控制系统是在原三冲量给水控制的基础上设计的,其主要目的是提高给水控制在
异常工况下的调节能力。它结合了给水控制与协调控制各自的特点,既利用了三冲量给
水控制在正常情况下的控制优势,又能在给水泵发生故障时,自动启动给水泵协调控制,
从而提高了给水控制的品质。经过优化设计后的给水控制系统在实验室仿真调试后,运
行稳定、可靠,能较好地满足在给水正常情况和异常情况下的控制要求,具有较高的实
用价值。
关键词:解耦控制;锅炉给水控制; 三冲量控制;单冲量控制

大连理下大学专业学位硕士学位论文
The Better Design ofBoiler Feedwater Control System OfThe 350MW
Thermal Power Unit
Abst ract
Feedwater Contol System iS one of the most important con仃ol system in a thermal
power plant.Stabilization ofthe drum level is one ofessential parameter which indicated safe
operation ofthe drum boiler.Dnun level iS affected by the unit load.press and temperature of
the drum,feedwater flux and ete.Because of using different equipment at different stages,it
should apply different control methods.111e effect offullrange feed—water control system does
not oRen be satisfied when power unit is in difficult situation because of its imperfect.1nbjs
paper achieves better design for full range feed-water control system which is based on the
project of“feed—water control system improvement of No.2 unit”that is

sponsored by
HuaNeng Dalian power plant.nle dissertation sententiously discusses the problems of full
mnge feed·water control in lOW load condition which basing on,analysis of feed.water
characters.A beaer design is completed based on the deeoupling theory,when the coupling
relationship of drum level control and feed-water controliS concerned.The state feedforward
-feedback method iS used in three—element control system.Another emphasis of the
dissertation iS the design of feed—water pump coordinated control system.which based on
three—element control system with the intention to elevate feed.water control level in
emergencv.It integrates advantages of feed.water control with COOrdinated contr01.which not
only makes use of the advantages of three-element control system。but alSO automatically
switch to feed—water pump COOrdinated control when feed.water pump is in fault.After
installation and debugging of the expeg system in the lab,it operates stably and reliably,and
Can implement the purpose of improving feed-water control both in normal and in fault.It is
proved that the expert system had highly practical value.
Key Words:Decoupling control;Boiler feed-water control;Three-element control
system;Single-element control system

独创性说明
作者郑重声明:本硕士学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工
作及取得研究成果。尽我所知,除了文中特别加以标注和致谢的地方外,
论文中不包含其他人已经发表或撰写的研究成果,也不包含为获得大连理
工大学或者其他单位的学位或证书所使用过的材料。与我一同工作的同志
对本研究所做的贡献均已在论文中做了明确的说明并表示了谢意。
作者签名:

大连理T大学专业学位硕士学位论文
大连理工大学学位论文版权使用授权书
本学位论文作者及指导教师完全了解“大连理工大学硕士、博士学位论文版权使用
规定”,同意大连理工大学保留并向国家有关部门或机构送交学位论文的复印件和电子
版,允许论文被查阅和借阅。本人授权大连理工大学可以将本学位论文的全部或部分内
容编入有关数据库进行检索,也可采用影印、缩印或扫描等复制手段保存和汇编学位论
文。
作者签名:查至皿叁
翩签名:么硷
鱼f年旦月上日

大近理工大学专业学位硕士学位论文
1绪论
1.1选题背景及其意义
随着电力需求的增长,我国的火力发电开始向建设大容量、高参数的大型机组方向
发展。火电机组越大,其设备结构就越复杂,自动化程度要求也越高。我国最近几年新
建的350MW,600MW火电机组基本上都采用国内外最先进的分散控制系统(DCS),对
全厂各个生产过程进行集中监视和分散控制。汽包水位是汽包锅炉非常重要

的运行参
数,同时它还是衡量锅炉汽水系统是否平衡的标志。汽包水位维持在一定允许范围内,
是保证锅炉和汽轮机安全运行的必要条件。水位过高会影响汽水分离器的正常运行,蒸
汽品质变坏,使过热器管壁和气轮机叶片结垢。严重时会导致蒸汽带水,造成汽轮机水
冲击而损坏设备。水位过低则会破坏水循环,严重时将引起水冷壁管道变形爆裂【ll。因
此,汽包水位控制一直受到很高的重视。另一方面,随着锅炉参数的提高和容量的增大,
汽包的相对容积减少,负荷变化和其他扰动对水位的影响将相对增大。这必将加大水位
控制的难度,从而对水位控制系统提出了更高的要求。但是,由于给水系统的复杂性,
真正能实现全程给水控制火电机组还很少【2】。因此,对全程给水控制进行优化,增强给
水系统的控制效果和适应能力成为迫切需要的问题。本课题以华能大连电厂二期机组为
研究对象,以现场调研为基础,对大连电厂的全程给水控制投自动困难且应对事故情况
能力不强的问题提出了新的思考。并且针对这些问题,以实现机组全程给水控制的高效、
经济运行为目的,利用多变量解耦控制方法实现低负荷阶段给水控制的优化设计并且创
新性的将协调控制方法应用于给水泵的控制中。
当前,电力行业正在进行“厂网分离,竞价上网”的市场化改革,同时电网要求各
大型机组的负荷能够接受电网调度直接遥调(AGC),这些对机组的运行提出了更高的
要求。完善和优化全程给水控制无疑是一个非常具有现实意义的课题。
1.2锅炉给水控制系统的发展和现状
现在随着单元机组容量的增大和参数的提高,机组在启停过程中需要髓视和控制的
项目越来越多,因此,为了机组的安全和经济运行,必须实现锅炉给水从机组的启动到
正常运行,又到停炉冷却全部过程均能实现自动控制。锅炉在不同负荷和参数时,给水
被控对象的动态特性是不同的,低负荷时由于蒸汽参数低,负荷变化小,虚假水位现象
不太严重,通常对维持水位恒定的要求又不高,因此一般可采用给水调节阀调节汽包水
位,给水泵维持给水差压相结合的控制方式和单冲量给水控制方式。在高负荷时,由于
水位动态特性复杂,且汽包存在着严重的“虚假水位”现象,为了保证给水系统的安全
可靠,高负荷时大多采用串级三冲量控制系统p4J。
(1)西门子公司全程给水系统设计方案p叫

——一. !!!竺坐皇塑望塑塑竺查笙型墨竺垡些丝生
西门子公司设计的350MW机组全程给水控制系统分为给水启动调节阀控制系统和
给水泵转速控制系统两部分。
给水

启动调节阀控制系统实际上就是给水压力控制系统,其工作原理简化方框图如
图i-1所示。显然这是一个前馈一反馈控制系统。其作用是当锅炉启动及低负荷工况时,
维持给水泵出口母管压力在安全工作范围,同时协助给水泵转速控制系统稳定汽包水
位。
—章主汽上置主,了主筲汽压力力篙△r一札九I厂
泵出口筹压AP
至转速控制系统
泵出口压力
A汽泵A汽泵电泵
PA PB Pc
—Pp+I.SM剐Pa.世一P 。—m。最小压力I广—竺
.《L—!!竺拿:生鲨_J给水压:力测量hL.订.皇:j型






爵西趸趸1——巳转速控制偏差
启动阀开度
校正系数
给水启动调节阀
图1.1给水启动调节阀控制系统示意
Fig.1.1 Feedwater startup regulatingvalve control system
它有如下几个特点:
①给水压力测量信号是根据三台给水泵出口压力的最大值与给水母管压力经小选
及一阶惯性环节滤波后的输出。这样设计的目的主要是为了在冷念启动和正常运行以及
热态启动时,给水泵都能安全工作。机组正常运行和冷态启动工况,主给水母管压力总
是小于给水泵出El压力。所以此时启动阀控制系统的被调量为给水母管压力测量信号,
启动调节阀开度的改变是为了维持给水母管压力等于其设定值。当机组处于热态启动工
况时主给水母管压力大于给水泵出口压力。此时,选择工作给水泵出口压力的最大值作
为启动阀控制系统的被调量,这样在给水泵升压过程中,就可以使启动阀处于关闭状态,
2
+王x
I
x王H

大连理工大学专业学位硕士学位论文
直到给水泵出口压力大于主给水母管压力时为止。从而保证给水泵在热态启动过程中安
全运行;
②为了保证锅炉正常供水及给水泵的安全运行,给水压力设定值是根据四个信号
中的最大值所决定的。
③该系统引入了给水泵转速控制偏差信号的微分前馈。当给水泵转速偏差大,且
该偏差变化速度也大时,说明实际水位低于水位设定值较多,应很快增加给水流量,此
时该前馈信号增大,使给水启动阀开大,以协助转速控制系统增加给水流量。
④系统根据给水泵出口至省煤器入口之间差压值的大小,形成一个锅炉给水启动
阀开度校正系数。该差压越大,表明给水流量越大,此时给水启动阀开度校正系数减小,
启动调节阀控制系统的开环增益下降,给水启动调整阀门开度的动作变慢,使给水流量
在满足要求的条件下尽可能稳定。
给水泵转速控制系统实际上就是汽包水位控制系统。其工作原理示意图如图1.2所
示。
D-W ^Hl-H n— Hll—H APp
(去
^一汽包压力信号。I一单冲量控制信e3一三冲量控制信
号信

号号信号
ck一水位偏差cp一泵出口压力偏
差偏差
图1.2给水泵转速控制系统示意图
Fig.1.2 Feedwater pump spped COn仃OI system

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
该系统由单/三冲量信号形成及它们的切换回路、给水泵安全保护回路、给水泵出
力同步回路及给水泵转速控制回路等组成。其控制特点是,在三冲量控制系统中引入了
汽包压力的负微分前馈和蒸汽流量的微分前馈。运行过程中,蒸汽流量变动(即机组负
荷调整)和炉膛热负荷干扰都会引起汽包压力的变化。若负荷增加,汽包压力就会下降,
其负微分前馈信号要求加大给水流量,蒸汽微分前馈也要求加大给水流量,以克服虚假
水位对系统的影响。可见,该系统的设计方案与国内其他设计相比有其独特之处。但是,
值得指出的是如果炉膛热负荷增加时,汽包压力就会上升,其负微分Ij{『馈信号要求减少
给水流量,使虚假水位降低,而降低的水位信号又会要求给水流量增加。这两个相反的
控制信号作用到PI调节器上,如果参数整定不合适,将使给水泵的转速造成大的变化
而引起汽包水位波动。
(2)ABB贝利公司全程给水系统设计方案【9'loJ
ABB贝利公司设计的给水控制系统采用两段式给水控制模式,即在启动和低负荷
时通过控制给水旁路阀和给水泵转速来维持汽包水位和给水压力;在高负荷时通过控制
两台汽动给水泵转速来调节给水流量,从而控制汽包水位。这与西门子公司的设计有所
不同。在启动和低负荷时,单冲量汽包水位控制采用调节电动给水泵出口管路上的给水
旁路阀的开度来控制给水流量。维持汽包压力及克服给水管路上的阻力,则通过调节电
动给水泵的转速来控制。以保证电动给水泵有足够的,但不过于富余的压力。其控制系
统图如图1.3所示。
电泵运行
一哑耍丑~
汽动闭锁阀关闭


电泵指令
图1.3 ABB公司低负荷给水控制系统示意图
Fig.1.3 Sketchmapoffeedwatercontrol systematlowload stage usedbyABB
4

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在高负荷时,采用串级三冲量给水控制模式对两台汽动给水泵进行控制,而电动给
水泵则处于热备用的状态。串级三冲量给水控制是指系统利用汽包水位偏差、给水流量
以及蒸汽流量作为串级PID的输入,以汽水系统的物质平衡和能量平衡为调节目标的控
制方式。两台汽动给水泵具有多输出系统功能。经过串级PID调节输出的给水控制指令,
平均分配后送至汽动给水泵控制回路,调节汽动给水泵的转速来调节给水流量。其控制
回路图如图1.4所示。
汽泵A遥控

汽泵A指令汽泵B指令
图1.4 ABB公司

高负荷给水控制系统示意图
Fig.1.4 Sketch map offeedwater control system at large load stage used by ABB
(3)FOXBORO公司全程给水系统设计方案【11.13】
FOXBORO公司设计的给水控制系统与ABB贝利公司设计的又有所不同。该公司
设计的给水控制系统也是在启动和低负荷时,通过控制给水旁路阀和给水泵转速来维持
汽包水位和给水压力;高负荷时通过控制两台汽动给水泵转速来控制汽包水位。虽然给
水控制模式相同,但控制策略有所改变。在启动和低负荷时,单冲量汽包水位控制通过

350M9/火电机组锅炉给水控制系统优化设计
采用同时调节电动给水泵转速和给水旁路阀的开度来调节给水流量。对给水压力没有设
计专门的控制回路,对电动给水泵和给水旁路阀谁负责调节给水流量和谁负责调节给水
压力,没有做出明确的分工。其控制系统示意图如图1.5所示。
给水旁路阀指令电泵指令
图1.5 FoxBORo公司低负荷给水控制系统示意图
Fig.1.3 Sketch map offeedwater control system at low load stage used by FOXBORO
在自动工况时,汽包水位信号与来自电动泵手/自动操作站由运行人员设置的水位
给定值信号进行比较,如两者出现偏差,则驱动单冲量控制器输出调节指令。通过切换
器输出的给水流量指令进行比例分配后分别送至给水旁路阀和电动给水泵控制回路,以
控制旁路阀的开度和电动泵的转速。此控制设计对给水旁路阀和电动给水泵的协调配合
要求较高,合理的指令分配系数是控制效果好坏的主要因素之一。在高负荷阶段的给水
控制策略与ABB公司的设计方案基本相似,如图1-6所示。其区别主要在于:在串级
PID调节输出的给水控制指令和汽动给水泵控制回路之间增加了一个纯积分的控制回
路。采用起平衡放大器作用的纯积分块和起平均放大作用的运算块来实现多台执行器之
间分别投自动时实现无平衡、无扰动切换。当系统自动时,给水控制指令作为纯积分调

大连理工大学专业学位硕士学位论文
节器的远方给定,两台汽动给水泵的实际输出指令之和的平均值作为纯积分调节器的测
量值信号输入。当系统由自动切换到手动时,纯积分调节器的作用是可调其输出,使串
级三冲量副调的输出自动跟踪信号,避免了调节器因偏差信号长期存在而进入积分饱和
段。
汽采A 汽泵B
图1.6 FOXBORO公司高负荷给水控制系统示意
Fig.1.3 Sketchmapoffeedwatercontrol system atlargeload stage used byFOXBORO
目前,我国大型火电机组的给水控制基本上还是采用经典的PID控制算法。不同的
控制公司在给水控制策略的设计上虽然各有特点差异,但基本上还是遵循了单冲量和三

量控制相结合的控制模式,采用的也基本上是调阀和调泵相结合的控制方法。虽然从
理论上讲,现有的控制方法应该可以实现机组的全程给水自动。但是,实际上由于给水
系统和机组运行的复杂性,机组在启动和低负荷时往往投不上自动。另外,机组在高负
荷时,虽然可以实现三冲量给水自动且正常情况时效果也不错。但其控制系统的鲁棒性
较差,适应异常工况的能力和出现设备故障情况时的自调整能力也较差。因此,如何真
正实现全程给水控制是现今控制工程人员急于解决的一个课题。

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
通常来说,经典PID控制难以解决的问题,可以寻求高级的过程控制方法来解决。
高级控制方法虽然在理论上已趋近于完善,但要在工程实际应用发挥作用还需满足许多
辅助条件,因此还未在实际应用中广泛实现【141。另一种方法是,在现有控制条件的基础
上对控制方案进行优化,从而达到改善控制效果的目的。这是本课题的研究方向和出发
点。
1.3本文的主要工作
本文围绕给水控制优化这一主题,立足于低负荷给水控制优化设计,同时对高负荷
阶段给水泵协调控制方法进行了研究,从真正意义上实现从机组的启动到正常运行,又
到停炉冷却全部过程均能自动控制。
本论文主要作了以下几方面的研究工作:
(1)深入分析给水对象的动态特性,阐述了现今给水全程控制中存在的缺陷和不足。
并根据给水分段式控制的原则,分别从低负荷和高负荷两个方面入手研究其改进方法;
(2)针对低负荷阶段给水对象复杂、难控的现状,分析了问题的形成机理。在充分
利用PID调节器进行控制的条件下,提出了以多变量解耦控制理论为基础的低负荷给水
控制方案,并且对单冲量给水控制提出了改进建议和方法;
(3)对给水控制的经济性进行的分析,提出了新的改进办法:
(4)针对高负荷阶段给水泵控制协调性差,应对异常工况和发生设备故障时的能力
不足的情况,创新性的提出了以协调控制理论为基础的给水泵协调控制方法。
8

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2锅炉给水控制系统构成及其动态特性分析
2.1给水控制系统被控对象的动态特性[15-18】
正确分析被控对象的动态特性是设计和优化控制系统的前提和基础。锅炉内部的工
质容积组成可看作三部分,即蒸汽容积,蒸发面以下的蒸汽容积和水容积。在汽包中有
水和蒸汽的两相物质转换,同时还要进行能量交换,因此可列出两组方程式,即物质平
衡方程式和能量平衡方程式,但主要还是从能量平衡方面进行分析给水被控对象的动态

特性。单位时间内汽包内积蓄的热量等于单位时间内输入的热量减去单位时间内输出的
热量。综合物质平衡和能量平衡两方面考虑,可以得到汽包压力十分重要的动态方程式:
r皇}+kPP:kM∥_|l,一k。∥。一k∥∥∥ (2.1)
在此基础上,可求得汽包水位的动态方程式,如下式所示:
TiT2 d矿2h+正警=一B警+kw].tw)一b訾+kMI.tM)一B警喁∥。)
一b警+砟尸) (2.2)
而2瓦H;/-tw 2芒;,2万P;舻芒
H,风——汽包水位及其额定值;
形,%——给水流量及其额定值;
P,只——汽包压力及其额定值;
D,Dn——蒸汽流量及其额定值;
%,%,%,耳——分别为给水流量项、燃料量项、蒸汽流量项及汽包压力项时间常
数;
砟,%,%——各有关项的放大系数;
T,五,疋——水位的时间常数。
由汽包压力动态方程式(2.1)和汽包水位动态方程式(2.2),可发现在不同的运行工
况下,被控对象的动态特性随负荷变化,要求调节器有变参数自适应的能力。汽包水位
被控对象的扰动有四个来源:一是给水扰动,包括泵转速的变化和调节阀开度的变化,
它们来自给水系统内部;二是蒸汽负荷的扰动,主要是汽轮机调节门开度的变化,来自
汽轮发电机组功率的改变;三是燃料量的变化,包括风、煤等引起燃料发热变化的多种
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350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
因素;四是汽包压力的变化,汽包压力改变时,内部汽水发生转换,引发虚假水位。图
2.1显示了各通道扰动对汽包水位的传递函数。
燃料流量
蒸汽负荷
蒸汽压力
给水流量
图2.1汽包水位各通道的示意
Fig.2.1 Drum level transfer function sketch map
H(S)
以上叙述只是从理论上分析了汽包水位产生扰动的四个因素,其中以给水扰动、蒸
汽负荷扰动和锅炉热负荷扰动较为严重,下面分别以它们的阶跃响应曲线来分析其动态
特性。
2.1.1给水量扰动下水位变化的动态特性
给水量的扰动是给水自动控制系统中影响汽包水位的主要扰动之一,因为它是来自
控制侧的扰动,又称内扰。在给水量扰动下水位变化的阶跃响应曲线如图2.2所示。
图中目为不考虑水下面蒸汽蒸发面以下的蒸汽容积变化的响应曲线,这个水位变
化是由于水和汽的物质不平衡引起的。虚线仍为给水过冷度所引起的水位变化曲线(即
给水温度低于汽包内饱和水温度),给水的过冷度越大,仍的变化幅度越大。H为水位
受到给水阶跃扰动后的实际响应曲线,可以认为是由研和仍合成的。由打曲线可以清
楚的看出给水被控对象的特点是:给水扰动刚刚加入时,由于给水过冷度的影响,水位
变化很慢,经过一

段时间之后其变化速度才逐渐增加,最后变为按一定速度直线上升。
这时就是物质不平衡起主要作用了,如果给水量和蒸汽流量不能平衡,水位将不能稳定。
由给水阶跃响应曲线可以求出滞后时间f和响应速度&延长Ⅳ曲线的直线段与时间轴
的交点为A,与纵坐标的交点为B,则:
OA=f
OB=All
t的大小与锅炉省煤器的构造形式及锅炉容量的大小有关。对于350MW非沸腾炉t
应为30s至100s之间。
水位在给水扰动下的传递函数可表示如下:
T0

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wh(s)=芳2詈一南2南(2.s)
给水扰动传递函数方框图如图2.3所示,可近似认为是一个积分环节和一个惯性环
节串连而成。
J L
HI,,
H
7』/s,·名. - ‘
nm】
loo —
O
工影3~¨201:7
图2.2给水扰动时的水位阶跃响应曲线图
Fig.2.2 Level step response curve in feedwater disturbance
图2.3给水扰动传递函数方框图
Fig.2.3 The block diagram offeedwater disturbance transfer function

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
2.1.2蒸汽流量扰动下水位变化的动态特性
蒸汽流量扰动主要来自汽轮发电机组的负荷变化,属于外部扰动,这是一个经常发
生的扰动。在蒸汽流量发生扰动的情况下,水位的阶跃响应曲线如图2.4所示。
图2.4蒸汽扰动时的水位阶跃响应曲线图
Fig.2.4 Level step response CUl'Ve in steam disturbance
2.5蒸汽扰动传递函数方框图
Fig.2.5 The block diagram ofsteam disturbance transfer function
汽轮机的用汽量突然增加(假定锅炉供热量及时跟上)时,锅炉的蒸发量大于给水
量,从汽包的贮水量来看,水位变化应如图中研所示。但是,当锅炉的蒸发量突然增
加时,由于蒸发面以下饱和水迅速汽化而使水位变化曲线如仍所示,而实际显示出的
水位响应曲线如Ⅳ所示。从图上可以看出,当负荷增加时,虽然汽包的进水量小于蒸发
量,但是在一开始汽包水位不仅不下降,反而迅速上升,这就是虚假水位现象。当汽包
的容积已与负荷相适应而达到稳定后,水位就主要随物质不平衡的关系而下降。
蒸汽流量扰动时,水位变化的动态特性的传递函数为:
%@)2茜2f南一詈刚)
12

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蒸汽扰动传递函数方框图如图2.5所示,可近似认为是一个积分环节和惯性环节并
连而成。
图2.4所示的蒸汽流量扰动下的水位阶跃响应曲线只是定性地表明水位变化的特
点,实际进行动态试验时是很难造成蒸汽流量阶跃扰动的。如果只改变用汽量,就会引
起汽压的变化,这时虚假水位会更严重些。
2.1.3燃料量扰动下水位变化的动态特性
由前面式(2.2)分析可

知,燃料扰动对于给水被控对象也是一种扰动因素。例如,
燃料量M突然增加时,锅炉吸收更多的热量,蒸发强度增加。如果汽机的迸汽量不加
调节,则随着出口压力的提高,蒸汽输出量亦将增加,此时蒸发量大于给水量,水位应
该下降,但是由于汽水容积中的汽泡体积K增大,因此也出现虚假水位现象,水位先开
始上升,过后才下降,阶跃响应曲线如图2.6所示。它和图2.4有些相似,但是水位上
升较少,而滞后f.,较大,这是由于燃料增加使发热量增加的同时,汽压P也增加,使
圪体积增加较少,从而使水位上升较少;另一方面,由于蒸发量随燃料量的增加有惯性
和时滞,这就导致f。较大。
M
1-1
tO (b)
t
图2.6燃料扰动时的水位阶跃响应曲线
Fig.2.6 Level step response curve in fuel disturbance

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
2.2锅炉给水控制系统构成及其特点
2,2.1锅炉给水系统的构成
350ivlW机组给水系统工艺流程如图2.7所示。该系统设置有一台电动变速给水泵和
两台汽动变速给水泵,容量均为50%。电动给水泵作为启动和正常运行时的备用泵。为
了给水泵的安全,在各台泵出口至给水箱之间均安装有给水再循环调节阀,设计了相应
的泵最小流量控制系统。给水操作平台由锅炉给水启动调节阀和主给水电动门构成【悖l。
电动
给水

图2.7给水系统工艺流程图
Fig.2.7 Process flow diagram of feedwater system
2.2.2锅炉给水控制过程及其特点
在启动过程中汽包水位主要通过省煤器入口启动调节阀来调节,此时电动给水泵维
持一定的转速以克服给水系统的阻力。在低负荷阶段,当给水调节阀全开时,系统切换
到单冲量给水调节,此时主要通过调节电动给水泵的转速来调节汽包水位,在机组运行
到高负荷阶段,汽动给水泵启动后,系统切换到三冲量给水调节,通过调节汽动给水泵
的转速来维持汽包水位在设定值,此时电动给水泵处于热备用状态。单冲量控制和三冲
量控制的相互切换无扰动。

大连理1=大学专业学位硕士学位论文
整个运行范围,包括给水调节阀控制、汽动给水泵和电动给水泵转速控制及其运行
切换,系统均保持稳定。测量汽包水位的变送器,应为三重冗余。并有压力补偿、比较
和选择。经温度补偿的二重冗余给水流量测量,应进行比较和选择,给水流量应加入喷
水流量测量,得出总给水流量信号。采用经温度补偿的汽机第一级压力加上高旁流量用
作蒸汽流量测量。对于大容量蒸汽锅炉水容相对很小,其保有水量越小,从锅炉断水到
汽包干锅时间越短,从低水位保护值到危险水

位时间也就很短。水位过高,汽包中蒸汽
和水分离不完全,蒸汽带水,少量水滴进入过热器.会使蒸汽品质恶化,蒸汽含盐量提
高,造成汽机叶片积盐。相反,如果汽包水位较低,会造成锅炉汽包水循环恶化,导致
汽包干锅和水冷壁烧损事故。另外,汽包水位受虚假水位的影响也十分严重,如果给水
流量与蒸汽流量不相适应,也会很快出现缺水或满水事故。采用三冲量给水自动调节系
统,蒸汽流量信号能克服蒸汽负荷变化引起的虚假水位造成误调节;给水流量信号能迅
速消除给水侧扰动,稳定给水流量;汽包水位主信号能消除各种内外扰动对汽包水位的
影响,保证汽包水位在允许的范围内。因此给水控制系统设计有以下特点:电动给水泵
与给水启动调节阀为一组,两台汽动给水泵为一组。汽动给水泵未运行时,由电动给水
泵和给水启动调节阀共同控制,电动给水泵与调节阀同时投自动。在启动阶段,电动给
水泵维持在最低转速下运行。当调节阀开至最大时,切换至电动给水泵调节。给水控制
的单/三冲量切换在电动泵调给水时实现。汽动给水泵只设计了三冲量调节系统,并且
两台汽动给水泵分别投自动时可以实现无平衡无扰动切换。当汽动给水泵投自动后,电
动给水泵、给水旁路阀均切至手动。当给水主阀全开时,旁路阀应全关。当一台汽动给
水泵故障跳闸时,备用电动泵应自动投入且自动跟踪汽动泵指令。

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3低负荷阶段给水控制分析及优化
3.1低负荷阶段给水控制过程及存在问题
给水控制自动是实现机、炉协调控制的前提,汽包锅炉给水自动控制的任务是维持
汽包水位在一定范围内变化。自然循环锅炉的汽包水位,一般定在汽包中心线下
50-150mm范围内,容许变动范围为士50mm。从启动到低负荷阶段,即机组启动到带
上30%额定负荷这一过程,蒸汽参数低,负荷变化小,虚假水位现象不太严重,系统
对维持水位在恒定值的要求也不高。因此,为简化调节系统,多采用单冲量给水控制方
式。在这一阶段,由于给水流量较小,通常采用给水启动调节阀来调节汽包水位,通过
调节电动给水泵的转速来维持汽包压力及克服给水管路上的阻力,以保证电动给水泵有
足够的但不过于富余的压力。
当负荷大14%额定负荷以后,给水启动调节阀已无法控制锅炉给水,这时给水流量
应由调阀切换到调电泵回路,这时给水启动调节阀门全开。锅炉给水控制以调节电泵转
速来满足给水流量的要求,并维持汽包压力及克服给水管路系统的阻力。在负荷处于
14%和30%额定负荷阶

段时,给水流量由电动给水泵调节,这时主给水门全开。锅炉给
水控制以调节电泵转速来满足给水流量的要求,并维持汽包压力及克服给水管路系统的
阻力。另外,在启动和低负荷阶段,由于泵在低流量运行时不但效率很低,而且容易发
生汽蚀现象。所以对泵的控制均设置了给水泵最小流量调节回路。通常在给水泵出口装
设再循环管。当机组在低负荷状态下运行时,通过测量各给水泵的入1:3流量,在其小于
给定值时,则自动开启并调节安装在给水泵出1:3管路上的再循环阀,使部分给水经再循
环阀流回到除氧器。以保证泵的入口流量不低于允许的最小流量值。
由于从启动到带上初始负荷阶段,蒸汽参数低,系统对维持水位在恒定值的要求也
不高,因此在这一阶段设计给水控制系统往往比较简略,未能考虑系统内部各设备运行
的协调性以及出现异常状况时控制系统的鲁棒性12uJ。
上述内容提到机组在启动及低负荷时,给水控制系统通过启动调节阀控制汽包水
位。为了保证给水泵工作在安全范围内,要保持给水泵出口压力和给水流量相对稳定,
而保持给水母管与汽包差压为一定值才能保证锅炉给水的顺利进行。因此,在全程给水
控制低负荷控制阶段,存在着以调节阀门行程为手段的汽包水位控制系统和以调节给水
泵转速为手段的给水泵出口压力控制系统,这两套系统相对独立工作,共同作用。但上
述两套控制系统又是紧密耦合的两套系统。当调节汽包水位时,启动调节阀开度的变化
势必引起给水母管和汽包之间差压的改变,使控制系统调节给水泵转速,改变泵出1:3压
力,达到给水母管和汽包差压新的平衡。在阀门行程不变的情况下,调节给水泵转速又
会使汽包水位产生新的波动。因此,如何采取适宜的控制策略保证两套系统相对独立工
作,是保证全程给水控制系统在低负荷阶段实现有效控制的关键。对于这种存在耦合的

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多变量控制系统,本课题将从研究解耦控制入手,逐步实现系统的控制性能优化和经济
性能优化。
3.2多变量解耦控制理论概述【2l】
3.2.1多变量解耦控制的几个基本概念
在多变量过程控制理论和实践中,有一个分支是研究如何实现解耦控制。也就是讨
论应当采取何种措施,能够把一个有耦合影响的多变量过程转化成为一些无耦合的单变
量过程来处理,或者经过理论分析,可以有根据的允许一定程度的耦合影响存在,而经
过解耦后的系统可以用单变量系统理论来处理。处理这样的理论问题,就是多变量解耦
控制理论。
解耦控制虽然不是

多变量控制的唯一问题,也可能不是实现系统最优控制的途径,
但从过程控制工程的实践来看,在目前阶段实现解耦控制是多变量解耦控制理论用于过
程控制的主要问题。
解耦思想最初的也是最狭义的提法是不相干控制原则。它是由Hood.Bokseribom
和钱学森首先提出来的。他们最先将矩阵分析法应用于多变量控制系统分析,并提出不
相干控制的巧妙构想。此后,这种矩阵设计法就在过程控制领域得到广泛应用。其基本
思想是,进行适当的设计,使得联系多变量控制系统输入变量和输出变量之间的系统传
递函数矩阵成为一个对角矩阵,因此一般也称之为对角矩阵法。由于在这个方法中,控
制系统、控制对象以及系统中的每一个环节的动态特性,都是用传递函数来表示的,所
以这个方法在本质上仍然是频率法。这其中有两个著名的命题:
(1)只根据对一个多变量控制对象两端输入量与输出量的测量,不可能确定它是一
种什么类型的多变量控制对象。根据耦合方式的不同,可分为P规范和v规范这两种标
准型。
(2)假如在多变量控制系统中,采用v规范结构,并采用反馈解耦则能得到较好的
解耦控制效果。
这两个命题揭示了多变量控制系统解耦设计理论中的一些本质问题。在实际的多变
量过程控制系统中,变量之间的耦合情况很多,并且对于不同的系统有不同的耦合形式。
然而,在控制理论中,不管是研究控制对象还是研究控制系统,一般总是研究三者之间
的关系,它们是输入量、输出量以及这个控制对象用传递函数表示出来的动态特性。不
过,在多变量过程控制系统中,考虑的是多输入量和多输出量。所以很显然,当在多变
量控制系统中存在着变量之间的耦合,并且这个耦合己经确定了以后,那么在本质上说
来,就会存在着两种不同的耦合现象。其一是输入量与其他通道输出量的耦合;其二是
输出量与其他通道输入量的耦合。一般把具有相等数目的输入量和输出量的耦合对象,
划分为P规范对象和V规范对象。而所谓v规范控制对象是指:这个对象的每一个输

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出量e不但受起本通道的输入量的影响,而且被其他所有的输出量经过第通i道所影响。
由于本课题主要涉及P规范控制对象,所以主要介绍P规范控制对象数学概念。
对于一个具有玎个输入量和刀个输出量的对象,假如这个对象的每一个输出变量
o;都受到所有输入变量膨,的影响,则这样一个控制对象就称为P规范控制对象。假
如记第个输入量与第i个输出量之间的传递函数为只,则对于P规范控制对象,可以表

如下:
Cl=只lMl+只2M2+.+墨。M。l
cz . 2最-Ml+只zMz+¨一+B—M一} (3.1)
I
c。=只lMl+只2M2+.+‰肘。J
写成矩阵的形式,就是:
C=PM (3.2)
P=
E。E:
B。只:
●●● ●●●
只。只:
只。
最。
--●

(3.3)
一个P规范矩阵控制对象的方框图如图3.1所示。从图中可以看出,在变量很多的
情况下,一般的方框图难以画出。所以在这种情况下应用传递函数矩阵可以得到简单而
明了的表示。
图3.1 P规范矩阵控制对象方框图
Fig.3.1 The block diagram of P matrix norms control object

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上面的叙述表明,对于一个多变量过程控制系统,为了消除系统中各变量之间的耦
合影响,必须采取相应的措施,也就是要进行必要的解耦设计。由此,可以引申两个结
论:
f1)对于任何具有耦合的多变量过程控制系统,为了实现解耦控制,必须进行解耦
设计,并且在这个系统中设置某种解耦环节。
(2)解耦环节是以补偿环节的形式设置于系统中的,因而它们应当安置在用有限能
量就能对整个系统发生显著影响的地方。
这意味着解耦环节应当设置在控制通道之前或在反馈通道上,因为在系统各环节之
间进行讯号传输与比较过程中,流经该处的能量能对控制系统的动态特性施加的显著的
影响。事实上,解耦环节也是耦合环节,只不过它的耦合效果正好抵消了原有耦合通道
的影响。因此,从这个意义上讲,它们属于系统的补偿环节。由于控制对象有P规范和
v规范之分,则对应的解耦结构分别为P规范和v规范两种。一个双变量系统的P规
范解耦环节如图3.2所示。
图3.2 P规范解耦环节示意图
Fig.3.2 The block diagram of P matrix norms deeoupling link
Ll=NtlK+Nj2v2+.+N1.%l
三2 2Ⅳ2tK+Ⅳ22%+.+Ⅳ2n圪} (3,4)
厶=^-lK+^r。2K+.+^■圪J

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
N=
Ⅳl。Ⅳ1:
Ⅳ2lⅣ22
Nn N,2
(3.5)
当一个控制对象存在耦合关系时,应该首先对耦合系统进行分析,然后再进行解耦
环节的设计,从而实现系统的解耦控制。
3.2.2多变量解耦设计的必要性分析
一个多变量系统一般不止一个输出变量,对于过程控制来说,这些输出变量都是可
以测量出来的,并能通过其他变量加以控制或施加影响。这样它就必定含有若干个回路。
假如一个回路的作用引起另一个回路也发生反应,则认为存在耦合。一个系统的耦合程
度可以用一个回路对另一个回路的影响来决定。
设A是这个系统的输出变量,B是这个系统的输入变量,G是这个系统各通道耦合
结果所组成的”×n非奇异函数
A=GB
则实现4对曰解耦控制就是要求:G为

对角矩阵。
所谓对角矩阵法就是指如何针对各种不同的具体情况,采取不同的措施,以使得G
为对角矩阵。不但如此,有时候还可以使这个对角矩阵上的各对角元素具有要求的形式。
这种设计法就是通常所说的矩阵设计法。它是多变量控制系统进行解耦设计的最基本方
法。
下面以最常见的一阶耦合系统为例,阐述一下解耦设计的必要性。实际上所遇到的
各种多变量耦合控制系统中,很大一部分是一阶惯性延迟耦合系统,或者可以近似用这
种系统来表示。
所谓一阶惯性延迟耦合系统就是指在此系统中,无论主通道控制特性还是耦合通道
控制特性,都是一阶惯性延迟环节。如图3.3所示,其中
只。,只:,最。.足:都是一阶惯性延迟环节。它是一阶系统,其特征方程式:
p=1+R1lPll+R22P22+RllR22pnP22一P12P21)=0 (3.6)
札吆~%

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图3.3典型一阶耦合系统示意图
Fig.3.3 The block diagram ofa band coupling system
若“与”都含有积分调节,则此方程式一般是六阶方程式,可见它也不是很容易分
尸=㈣=匡刘@乃
量进行自动控制,如C,进行自动控制;而另一个进行手动控,即c2进行手动控制。这
cl=热孙熹Mz (3.8)
由于鼻。是一阶惯性延迟环节,因此这个系数很容易稳定。也就是在这种情况下,
第二种情况是:两个变量都进行自动控制,这个系统就将如上图所示,此时有
C1=GlIXl+G12五(3.9)
C2=G2lXl+G22X2 (3.10)
这里,假定R11=K11,R22=K22
则有
. (S+1)K11
q1 2F币ii瓦了百赢了瓦
. (S+1)K22
%2万币i百面历百赢了瓦
21
(3.11)
(3.12)

3501娴/火电机组锅炉给水控制系统优化设计GG2z··2再=酉丽百泛瓦封装雨再‰百((33’.1133’) G22=丽丽装‰ (3.14)
显然可见
Gll;G2l (3.15)
G12=G22 (3.16)
这表明,虽然这个系统是稳定的,然而从过程控制的意义上说,它却不能实现有效
地控制,因为墨对cl的影响与x。对C:的影响完全一样;X:对c2的影响与x.对cl的
影响也完全一样,也就是根本分不清哪一个是主通道。所以对于这样的系统,实际上就
没有一个回路能够进行控制。要进行有效的控制就必须进行解耦。
3.2.3多变量解耦设计的一般原则
在过程控制系统中,对于未解耦的多变量控制系统,不但分析困难,而且一般来说,
实际运行也很困难。所以,在过程控制的实践中,目前可以认为,实现解耦控制是多变
量过程控制系统的核心问题。其实完全解耦设计的思想是十分简单的,即使得系统的传
递函数矩阵为一对角矩阵。当开环传递函数矩阵为对角矩阵时,闭环传递函数矩阵就一
定也是对角矩阵(证明

略)。所以,解耦问题的分析既可以用开环传递函数来分析也可以
用闭环传递函数来分析。
前面已经分析了一阶耦合系统未解耦的情形,现在就该系统的解耦设计做一下讨
论。设采用P规范解耦环节结构,并将解耦环节放置在调节器与控制对象之间,此时系
统如图3.4所示。
现假设:N11=N22=1
图3.4典型一阶耦合系统解耦方框图
Fig.3.4 The typical block diagram ofa band decoupling system
22

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则对于这个系统实现时,其条件为
一般来说,若
P=
N12:一面PI一2
』22
Ⅳ2l:一孕
111
%。
正lS+1
K%
互1S+1
XR:
正2S+1
K如
%8+1
(3.17)
(3,18)
(3.19)
则当Ⅳ1.=Ⅳ::=1,解耦环节特性为:
N12=_‘P12:=一乏·丽T22S+I (3z。)
%一每一惫·搿@z·,
可见,对于一阶延迟耦合系统,若控制对象及耦合通道特性都具有相同的时间常数,
则解耦环节就是一些比例环节,它们是很容易实现的。由于一阶延迟耦合环节系统易于
实现解耦,所以实际上很多高阶延迟祸合系统也可近似用一阶耦合系统来近似解耦。在
这种情况下,虽然得不到完全解耦的效果,但是仍然可以大大降低耦合的影响。例如设:
『—L上]
P=阿尸271 f (3.:z)
【3s+l G+1)2j
Ⅳt,:一生:虫堂“
只, 2s+1
Ⅳ,.:一生:一虹堂“
只. 3s+l
这两个环节就不容易实现。为使它易于实现,可以近似取:
吣筹乩o
(3.23)
(3.24)
(3.25)

3501唧/火电机组锅炉给水控制系统优化设计
N2l“一.3is—+—了l=一1.0 (3.26)
jJ十l
也就是化成一阶延迟耦合系统的解耦条件,而且是很容易实现的。
这样的性质给解耦环节的整定带来了极大的方便。假如置。,只:,昱。与B:在数学
形式上都是己知的,那么ⅣI:与Ⅳ。,可以通过上面式子计算,但加入其传递函数形式
是未知的,则要实现解耦,就必须用试验的方法来给定Ⅳl,与Ⅳ。
3.3基于解耦原理的差压、水位调节系统
上面简要的分析了低负荷阶段给水控制存在的问题,这里就华能大连电厂低负荷阶
段给水控制特点,分析一下给水控制在低负荷阶段难以投自动的原因,并且针对该问题
提出了以解耦原理为基础的解决办法。仿真试验表明,该方法在控制效果方面比原设计
有较大改善,且在工程实际应用上易于实现。
3.3.1启动阶段给水控制及给水泵安全特性分析
在启动阶段,锅炉上水的任务主要是由电动给水泵来完成的。为了保证给水泵能够
安全的运行,因此在实现给水控制的同时,还要考虑给水泵的进口流量、进口压力等一
系列安全因素。
给水泵的安全工作区如图3.5

所示,它由泵的上限特性、下限特性、最高转速和最
低转速围成。

、/
d



0
泵出口压力P(Mpa)
图3.5给水泵运行特性曲线图
Fig.3.5 The operating characteristic curve ofthe feedwater pump
从图中可以看出,决定给水泵安全特性的三个量分别是泵出口压力、泵流量和转速。
给水泵的最高转速和最低转速一般在泵的控制和保护系统中得到约束。而保障给水泵在

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安全特性区域内工作,主要是保证泵出口压力与泵流量相对应。当给水泵启动时,为了
保证给水泵运行在安全特性曲线的下限之上,必须打开泵出口的再循环门以保证通流
量,这样在相同的泵出口压力情况下,可使泵进入安全工作区。在锅炉负荷较大时,泵
流量较大,为不使给水泵超出安全工作区的上限,需要适当提高泵出口压力(如给水泵
选型合理,这种情况很少出现)。保证给水泵在安全区域内工作,一般通过调整泵的转
速来实现。当给水泵接近最低转速时,继续采用降低转速的方式来调节给水泵出口压力
和流量是行不通的。这时往往需要对给水泵最小转速进行限制,一般通过关小给水调节
阀以改变给水通道阻力的方式来保持给水泵工作在安全区内,同时要采用调整泵转速和
调整给水调节阀来实现给水控制,增加了自动控制系统的复杂性,为锅炉低负荷下给水
自动控制的实现增加了难度122]。
3.3.2低负荷给水控制方案
华能大连电厂二期机组低负荷给水自动主要采用调阀与调泵相结合的控制方式,图
3.6是全程给水自动控制系统在低负荷运行时的控制结构简图。
汽包水位H 汽包压力P

启动调节阀电动给水泵
图3.6低负荷给水控制结构简图
Fig.3.6 Sketch map offeedwater control system at large load stage
给水系统采用两段式,低负荷运行阶段由勺管调节转速的电动给水泵上水,给水经
过启动调节阀调节水位。泵出口最小流量循环阀根据泵的出口流量与最小流量之差进行
PI调节(汽动给水泵启动给水系统时,方法相同)。在机组低负荷运行阶段,整个全程
给水控制系统由单冲量汽包水位调节系统和给水泵差压调节系统组成。锅炉汽包水位调
节系统通过省煤器入口调节阀调节水位。汽包水位目标值疡由运行人员手动设定,一

350姗火电机组锅炉给水控制系统优化设计
般为--50ram左右。实际水位测量值日为补偿后的实际水位。当H与岛存在偏差时,
单冲量调节器PII控制调节阀为汽包上水,直到消除偏差,使水位保持正常。与此同时,
调节阀的变化改变了给水管路的压力平衡,给水泵出口压力调节系统开始工作。给水


差压调节系统是一个单冲量调节系统,调节器为PID。该调节系统的作用主要是保持
汽包与给水母管差压为一定值。但是,这种单纯由调节门调节水位,电动给水泵调节汽
包与给水母管差压为一定值的控制效果并不令人满意,运行时往往投不上自动且在多次
调整调节器的PID参数后,效果并不明显。因此,为了改进控制效果,首先必须深入
分析其产生问题的原因。汽包水位调节系统和给水泵差压调节系统因存在相互耦合,相
互影响,实际上并不能稳定工作。锅炉在低负荷运行时,汽包水位处于不断的波动中,
使旁路调节阀不断动作,以保持实际水位稳定在设定值上。阀门的变动导致给水管路阻
力的改变,为了保证稳定给水,调节系统不断地调整泵转速来维持给水所必需的差压。
从调整泵的转速到最终差压稳定,有一个时间滞后的过程,使差压达到稳定的调节时间
要大于汽包水位达到设定值的调节时间,直到差压调整过程结束时,对汽包水位产生一
个新的扰动。如此反复,将使两个调节系统深度耦合。两个调节系统相互耦合的方框图
如图3.7所示。这是典型的P规范耦合对象双变量控制系统,反映了给水系统的基本特
性,应当采用解耦控制技术等方法来消除给水系统的这一耦合特性对调节系统的影响。
前面讲述了对P规范耦合对象的解耦措施可以在其控制通道上加上一个补偿环节或者
利用反馈解耦的方式实现全解耦。
图3.7调节系统相互耦合示意图
Fig.3.7 The block diagram ofcoupling link in the control system
3.3.3基于补偿环节的解耦设计
针对给水控制系统的耦合特性,可以设计一个计算网络,抵消两个调节过程的耦合
影响,实现两个调节系统的真正独立工作。下面采用在控制通道上增加一个耦合补偿环
节进行解耦控制。

查垄堡三盔堂皇些堂堡堡主堂堡笙茎.——
设给水系统的对象传递函数矩阵为G,则被调量陋,ry与调节量陋,sr之间的
关系如下所示:
[;]=[戛:g;Go:,,:OGE)JlLs] cs.2,,
增加一个耦合补偿环节后,构成的解耦控制系统如图3.8所示。
图3.8解耦控制系统结构示意图
Fig.3.8 The block diagram ofdecoupling control system
解耦补偿环节的传递函数矩阵为N,则调节变量旺,sy和调节器输出p之间有:
[川锻描瓮撇/L&sJ ] @zs, 【。lⅣ:。G)Ⅳ。0)“ .j p‘‘刨
由上两式关系可得系统的传递函数矩阵:
[;]=[戛:£;GG2122墨)][舅::甚j NⅣ:塞习[竺] cs.z,,
lJPJ一【G:。G) G)jlⅣ:,G) ::G)Jl∥:J
..7
给水对象模型的准确性是实现解耦控制的关键,根据相关数据资料,目前常用的
350MW机组给水

对象参考模型的开环传递函数分别为【23】:
.0.017 . 一0.011
“ll 2—(25s—+1)s。u12 2丽5
—0.0035 .0.05
ql 2—OoJ—+Os 5 u22 2j鬲
这是一个二阶的耦合系统,在实际解耦过程中可以近似的用一阶耦合系统来近似解
耦。利用对角矩阵法使:
雕G2嘲黜NM2擗∥0 G2:翻㈣
1.O)G22G)jlⅣ:。G) :G)J l z0)j 、’
通过分析给水对象的开环传递函数矩阵G,并得到其行列式:

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
酬(3.31)
再经过计算可得到解耦矩阵近似为常数矩阵:
。=瞄0 16 0。1137} @sz,
l一. .I
..7
根据给水系统解耦后的传递函数特性,适当调整调节器的比例增益即可实现系统的
解耦,使两个调节系统独立工作,即两个调节系统在控制作用上只针对自身的被控对象,
其各自调节器的参数调整不会相互影响。解耦后的系统等效示意图如图3.9所示。
a)汽包水位调节系统
a)dram level control system
b)给水泵差压调节系统
b)Difference press control system ofthe feedwater pump
图3.9解耦系统等效示意图
Fig.3.9 The equivalent block diagram ofdeeoupling system
在此基础上,针对各自的对象传递函数调整调节器的调节参数,直到控制效果满足
要求。
3.3.4仿真试验与结论评价[24州J
为了检验解耦控制系统的改进效果,必须进行一系列的试验工作,鉴于现有试验室
的条件以及为今后现场试验做一个完善和充分的准备,可以利用仿真软件进行前期调
试,通过fi{f期调试可以收集数据并针对仿真结果作进一步的改进。利用MATA LAB对
系统前后的控制效果进行仿真,可以很直观地看出改进后的解耦控制系统的优越性。
(1)改变汽包水位给定值的仿真。改变汽包水位给定值的仿真时,汽包与给水母管
差压扰动和蒸汽量扰动保持不变。原给水设计在汽包水位给定值阶跃扰动时的仿真曲线
如图3.10所示。
≠ O
L:一九:, Ⅵ月●V^
2
2
q
Q

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图3.10解耦前水位给定值阶跃扰动响应曲线
Fig.3.10 Level step response curve before decoupling
进行解耦后,其在汽包水位给定值阶跃扰动时的仿真曲线如图3.1l所示。
图3.11解耦后水位给定值阶跃扰动响应曲线
Fig.3.1l Level set value step response curve after decoupling
29

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
从上面的仿真控制效果可以看出,解耦后的控制系统超调量明显下降且过程过渡时
间较短,优化效果较为显著。
(2)改变汽包与给水母管的差压设定值的仿真。改变差压值时汽包水位扰动和蒸汽
量扰动保持不变。原给水设计在差压设定值阶跃扰动时的仿真曲线如图3.12所示。
图3

.12解耦前差压设定值阶跃扰动响应曲线
Fig.3.12 Diff-press set value step response curve before decoupling
进行解耦设计后,其汽包与给水母管差压设定值阶越响应的仿真曲线如图3.13所
示。
从仿真控制效果可以看出,解耦后的控制系统响应速度明显加快,且过程过渡时间
稍有缩短,控制效果得到一定的改进。

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图3.13解耦后差压设定值阶跃扰动响应曲线
Fig.3.13 Diff-press setvalue step response curve aRer decoupling
综上所述,经过解耦后的控制系统的控制效果得到很大改进,且这两个调节系统在
解耦后能独立、稳定运行,满足设计及运行要求。另外,该方法易于在DCS组态上实
现,便于实际应用。
3.3.5实际应用效果与评价
理论计算与仿真结果对实际应用起了很重要的指导作用。以此为参考,对华能大连
电厂机组低负荷时的给水控制逻辑进行了修改和参数整定。从以上的理论分析可知,只
须对汽包水位控制回路和给水泵差压控制回路的增益进行合适的整定即可达到解耦目
的,但是由于给水对象模型与实际设备不会完全一致,所以需要对控制回路的增益作适
当适当调整。生产现场主要采取试凑法进行参数整定,经过反复试验最后确定汽包水位
控制回路解耦矩阵为:

350MW火电机组锅炉给水控制系统优化设计
0.90 0.15
D=f
I一0.18 1.6
以下是低负荷给水控制系统投入运行后的控制效果:
(1)机组负荷变化时的汽包水位控制效果
机组负荷变化时的汽包水位控制效果如图3.14所示。上面曲线为汽包水位曲线,下
面曲线是机组低负荷时的负荷变化曲线。
图3.14机组负荷变化时汽包水位响应曲线
Fig.3.14 Boiler drum level response curve when unit load changing
从图3.14中可以看出在机组负荷发生变化时,汽包水位略有波动,但此波动在允许
的安全范围内。汽包水位总体变化趋势平缓,被很好的控制在设定值附近。可见,在负
荷发生扰动时,采用多变量解耦方法的给水控制系统,能够取得令人满意的控制效果。
(2)给水流量变化时的汽包水位控制效果
给水流量变化时的汽包水位控制效果如图3.15所示。上面曲线为汽包水位曲线,下
面曲线是机组低负荷时的给水流量变化曲线。

大连理工大学专业学位硕士学位论文
图3.15给水流量变化时汽包水位响应曲线
Fig.3.15 Boiler drum level response curve when feedwater flow changing
从图3.15中可以看出给水流量发生变化时,汽包水位会跟随变化,但变化幅度不大,
给水控制系统通过控制给水调节阀开度使汽包水位变化平缓,可见,此时该给水控制系
统能够取得很好

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