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圖2  常壓爐膛火嘴和熱偶分布圖

    這種方法實現(xiàn)簡單，但當火嘴工況不同、火嘴不全點火或不對稱點火、管壁熱偶表面積灰、火嘴燃燒工況不佳（火焰  爐管）等情況下，熱偶所測溫度存在差異，有時差異還相當大，故這種取值方法存有不足。

(2)  四點平均法
    考慮燃燒火嘴物理分布不均勻因素，近似地取4點測量的算術平均值作過程變量，實現(xiàn)串級控制，定義4點平均值點為TIC123，如圖3所示。

圖3  出口溫度―爐膛溫度串級控制回路

    使用上列方法要求四路進料流量近似等同，否則平均值法不能真實反映爐膛的實際溫度，那么有無更完善的取值方法呢？以下提出加權計算方法。

(3)  加權法
    同樣，定義計算后的溫度點也為TIC123，取值為：
    TIC123=(G104×TI117+G105×TI115+G106×TI118+G107×TI116)/(G104+G105+G106+G107)
    式中，TI115-118：各分支爐膛溫度；G104-107：FIC104-107常爐四路進料流量。
    加權處理方法對四路進料差異有一定克服作用，尤其是流量差距大、火嘴不對稱或不均分布時，與平均方法的差異較大。
    加權計算后，爐出口溫度TIC104和計算的爐膛溫度TIC123組成串控回路。

4.2  前饋補償法
    當燃料油壓力波動成為主要干擾時，副變量采用爐膛溫度，則副對象滯后較大。采用燃油流量時，由于高、低壓瓦斯干擾在副回路之外，須通過補償方法來克服干擾。
    氣相瓦斯相對燃料油其熱值較低，I常加熱爐系統(tǒng)使用的瓦斯氣作為工藝調(diào)節(jié)手段來使用，燃料氣存在可測、不可控、在干擾中對被控變量的影響較其它參數(shù)顯著，故具有作前饋補償?shù)臈l件。正常生產(chǎn)中將燃料氣回路置于“手動”。實際中管網(wǎng)燃料氣有波動，因爐體容積大，對象時間常數(shù)大，受到干擾后，表現(xiàn)不很明顯。同時主調(diào)節(jié)參數(shù)是溫度變量，對象存在容量滯后，慣性大，造成過程調(diào)節(jié)緩慢。
燃料氣前饋補償?shù)姆綁K圖如圖4所示。

圖4  燃料氣前饋―串級控制方塊圖

圖中Q=Q₁+Q₂，Q₁、Q₂分別為高壓、低壓瓦斯的前饋輸入。
令反饋副環(huán)回路傳遞函數(shù)
              (1)
則前饋―串級控制閉環(huán)傳遞函數(shù)為：
           (2)
應用不變性條件
Y₁(s)≠０，Y(s)≡０代入(2)式中，導出下列
           (3)
             (4)
    當副回路工作頻率遠高于主回路工作頻率時，(1)式中的Ｋ≈１
    于是由(4)式得出：
    G_ff(s)≈－G_pd(s)                                (5)
    利用前饋加串級控制方法，干擾通道對過程的影響正好與前饋補償和對象調(diào)節(jié)通道的乘積相抵消。只要前饋函數(shù)設置合理，實現(xiàn)近似完全補償是可行的。
    帶有前饋補償控制回路的控制器輸出為前饋作用和反饋作用的迭加，是按干擾進行補償和偏差調(diào)節(jié)的結合。前饋補償力求在任何時刻均實現(xiàn)對擾動影響的補償，使高、低瓦斯對被調(diào)量的影響大大降低。對燃料氣施行前饋補償，使控制作用和干擾作用對被控參數(shù)的影響大小相等，方向相反。
    目前引入常壓爐的高瓦氣為單回路調(diào)節(jié)，低瓦流量用現(xiàn)場閥門調(diào)整，DCS沒有指示。為便于實現(xiàn)此種方案，新增低瓦檢測點為FT112。

常壓爐引入前饋控制流程圖如圖5所示。
    Gd1、Gd2為前饋補償器，可通過在用PROVOX系統(tǒng)內(nèi)部儀表“AI POINT”點來實現(xiàn)，內(nèi)有開方、濾波、作用方向、

圖5  爐燃料氣前饋―串級控制流程

    P/T補償?shù)龋蝗糁豢紤]低瓦變量的干擾，也可在回路點前饋連接中指定開方、濾波、作用方向、P/T補償?shù)冗x項；Σ功能可由系統(tǒng)FST程序來完成。
    在燃料氣成主要干擾時，利用前饋補償，使閥體動作迅速及時，加法器輸出為：
    P=C₁P_c±(C₂P_f1+C₃P_f2)+C_o                      (6)
    式中，Pc：主調(diào)節(jié)器輸出；P_f1、P_f2：高、低壓瓦斯流量；C₁、C₂、_C3：系數(shù)；C_o：偏置。
    因溫度調(diào)節(jié)器為反作用，故C₂、C₃取負，數(shù)值上為前饋靜態(tài)補償系數(shù)，現(xiàn)場湊試時，在燃料氣流量干擾下，調(diào)整至爐出口溫度基本不變?yōu)橹埂?BR>    C_o為偏置值，正常負荷下，C_o與C₂P_f1+C₃P_f2恰好抵消；C₁一般取1。
    靜態(tài)前饋補償實施起來比動態(tài)方式簡單得多，只需對主要擾動進行補償，其它干擾因素由反饋給予修正。前饋補償在生產(chǎn)中能得到實際的應用。當燃料氣成為主要干擾時，利用靜態(tài)前饋加串級控制實現(xiàn)對爐出口的自動調(diào)節(jié)較為合理。

5  方案的比較與選擇

    選用瓦斯氣補償方案，雖能將最主要參數(shù)―燃料油流量波動進入副環(huán)，加速控制頻率；但I常燃料油是減壓塔底流出產(chǎn)品，當燃料油管網(wǎng)壓力較穩(wěn)定，流量波動較小時，沒有發(fā)揮出副環(huán)克服干擾強的特點，由于高、低壓瓦斯氣波動及燃料油和瓦斯組分、熱值改變等干擾在副環(huán)之外，副環(huán)無法克服，使主、副對象的時間常數(shù)比過大，副回路優(yōu)點削弱了。使用前饋補償還需增加低瓦氣流量檢測點，增加DCS輸入通道。在建立能量平衡關系求出補償作用的大小后，還須現(xiàn)場進行調(diào)試，過程實現(xiàn)較復雜。
    將副變量改為爐膛溫度，討論中的兩點平均法、四點平均法及加權法三種取點方案。理論上加權法較前兩種取點顯得合理，表1是選取不同時期、不同工況下50組數(shù)據(jù)中四點平均值與加權法相差最大的5組。
    溫差的絕對值在0.724℃以內(nèi)，而TI115-118量程為0～1000℃，兩者相差較小。
    比較兩種方法后可以看出，兩種取值方法非常接近。原因是四路流量差異較小且火嘴點火對稱。前面說過，加權法能較好克服點火不對稱問題，但計算處理量是平均法的3～5倍，兩者比較后，認為可以選擇平均值取點法。

表1  四點平均值與加權取值比較

    選用爐膛溫度作副參數(shù)，特點是實現(xiàn)比較容易，無須新增測點，雖然副環(huán)包含干擾較多，副變量位置相對燃油流量作副變量時更靠近主變量，火嘴等引起的不確定因素都落入副環(huán)。副回路控制通道加長，時間常數(shù)較大，但能將多數(shù)的、主要和無法檢測的干擾變量納入副環(huán)，而被加熱介質流量波動、組分變化等干擾由主環(huán)克服，使主、副對象的時間常數(shù)比趨于合理。
    綜上所述，副參數(shù)應選用爐膛溫度。

6  結語

    將燃料氣作前饋與出口溫度、燃料油反饋回路結合使用，構成前饋―反饋調(diào)節(jié)回路，是對出口溫度―燃料油串級控制方案的完善，既發(fā)揮前饋及時校正作用，又保持反饋調(diào)節(jié)回路克服多擾動并對被控變量的調(diào)節(jié)進行最終檢驗的優(yōu)點。由于I常燃料油流量生產(chǎn)中控制嚴格，波動較小，故使用爐膛溫度作副變量比使用燃料油作副變量串級控制方案更顯合理。
    需要指出，因被加熱介質流量控制較穩(wěn)定，文中未涉及對其流量干擾的討論。
    參數(shù)整定上，爐膛溫度作副變量時，因系統(tǒng)對副變量的要求并不高，副調(diào)節(jié)器放大倍數(shù)又較大，校正作用強，余差較小，故副調(diào)節(jié)器可采用純比例作用。為確保爐出口介質溫度控制指標以及克服對容量滯后，主調(diào)節(jié)器需設置PID控制。積分作用能消除余差，使穩(wěn)態(tài)值為零；爐容積大，爐膛存在容量滯后，溫度在干擾影響下變化不明顯，利用微分的超前作用，可以有效克服干擾，提高控制品質。
    此外，工藝人員在操作過程中要注意控制好燃料油、燃料氣系統(tǒng)壓力，保持常壓爐分支進料均勻穩(wěn)定，加強對現(xiàn)場“三門一板”和進爐空氣量的調(diào)整，做到多嘴、短焰、齊火苗，才能有效保證常壓爐始終處在良好的操作工況下運行。
    由于水平有限，加之對設備和控制過程深度的了解不夠，難免出現(xiàn)各種錯誤，望給予指正。