基于風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)和內(nèi)?？刂频腻仩t送風(fēng)控制研究

邵 慶,湯旭晶，汪 恬

(武漢理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，湖北 武漢 430063)

艦船燃油鍋爐的高效燃燒，是降低油耗提升經(jīng)濟性的關(guān)鍵。傳統(tǒng)的定風(fēng)油比系數(shù)僅依靠鍋爐管理人員的操作經(jīng)驗，使用供油量和送風(fēng)量間的固定比例控制送風(fēng)，且由于送風(fēng)執(zhí)行機構(gòu)調(diào)節(jié)的滯后，系統(tǒng)魯棒性及抗干擾性不高，難以實現(xiàn)最高效率點跟蹤[1]。

本文提出利用質(zhì)能守恒定律和熱力學(xué)公式分析某船舶燃油主鍋爐實驗數(shù)據(jù)，基于Matlab擬合供油量與最佳風(fēng)油比系數(shù)和排煙含氧量之間的函數(shù)關(guān)系[2]，并將風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)和內(nèi)?？刂平Y(jié)合，依實時油量調(diào)整風(fēng)油比系數(shù)，結(jié)合含氧量反饋調(diào)節(jié)修正靜態(tài)誤差，采用內(nèi)模控制減小送風(fēng)執(zhí)行機構(gòu)的調(diào)節(jié)滯后，控制送風(fēng)量實現(xiàn)對最高效率點的跟蹤。風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)，使送風(fēng)信號跟蹤最佳送風(fēng)量，同時在以ABB AC800M為核心的DCS平臺完成控制器設(shè)計的基礎(chǔ)上，基于Simulink搭建鍋爐仿真模型，與DCS構(gòu)成HIL仿真系統(tǒng)[3]，開展鍋爐在變負荷和環(huán)境擾動下的燃燒效率動態(tài)響應(yīng)驗證。

1 送風(fēng)系統(tǒng)控制原理

基于風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)和內(nèi)?？刂频乃惋L(fēng)控制原理如圖1所示。DCS采集鍋爐實時供油量，調(diào)節(jié)風(fēng)油比系數(shù)，使送風(fēng)信號跟蹤理論最佳值，并利用煙氣含氧量反饋調(diào)節(jié)修正靜態(tài)誤差，同時采取內(nèi)?？刂茰p小送風(fēng)調(diào)節(jié)機構(gòu)滯后，實現(xiàn)最高效率點的實時跟蹤。

圖1 實時風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)控制原理框圖

2 送風(fēng)控制策略及控制器設(shè)計

2.1 風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)及靜態(tài)誤差補償

不同鍋爐負荷下，最高燃燒效率點所對應(yīng)的風(fēng)油比系數(shù)不同[4]。利用鍋爐實驗數(shù)據(jù)，推導(dǎo)供油量與最高燃燒效率點對應(yīng)風(fēng)油比系數(shù)的函數(shù)關(guān)系，由實際供油量調(diào)節(jié)風(fēng)油比系數(shù)，跟蹤最佳送風(fēng)量。送風(fēng)量易受大氣壓力和風(fēng)道溫度干擾，直接測量相對困難；而監(jiān)測煙氣含氧量相對容易，因此利用煙氣含氧量反饋調(diào)節(jié)送風(fēng)信號，消除靜態(tài)誤差[5]。

公式(1)～公式(2)利用最大送風(fēng)量下的實驗數(shù)據(jù)計算出風(fēng)油比系數(shù)，公式(3)～公式(4)根據(jù)質(zhì)量守恒和熱力學(xué)公式推導(dǎo)出實際燃燒率和排煙焓值，計算鍋爐燃燒效率的公式(5)引自文獻[6]。

(1)

式中：γ0為理論送風(fēng)比；Wamax為最大供風(fēng)量；α0為空氣含氧量；Ws為排煙量；α為排煙含氧量。

(2)

式中：γ為風(fēng)油比系數(shù)；Wa為供風(fēng)量；Wo為供油量。

(3)

式中：β為燃油實際燃燒率。

(4)

式中：Hs為煙氣焓值；ty為排煙溫度；t0為溫度常數(shù)；HN2為氮氣焓值；HO2為氧氣焓值；HCO2為二氧化碳焓值；HH2O為水蒸氣焓值。

(5)

式中：η為燃燒效率；Ho為油焓值；Ha為空氣焓值。

結(jié)合公式(1)～公式(5)，根據(jù)送風(fēng)量、排煙溫度和煙氣含氧量的歷史實驗數(shù)據(jù)，分別計算不同供油量下風(fēng)油比、燃油實際燃燒率和實際燃燒效率，選取最高燃燒效率點對應(yīng)的實驗數(shù)據(jù)，結(jié)果如表1所示。

表1 不同供油量對應(yīng)的最佳風(fēng)油比和煙氣氧含量

根據(jù)表1，利用Matlab擬合供油量與最佳風(fēng)油比和對應(yīng)的煙氣含氧量的函數(shù)關(guān)系：

f(x)=1.722×exp{-[(x+1.483)/

2.51]2}+0.21×exp{-[(x-0.528)/

0.355]2]+0.008×exp[-[(x-0.293)/

0.162]2}，

(6)

f(x)=0.061×exp{-[(x-0.066)/

0.374]2}+0.007×exp{-[(x-0.205)/

0.091]2}+0.024×exp{-[(x-0.345)/

0.113]2}。

(7)

根據(jù)供油量，根據(jù)擬合公式(6)調(diào)節(jié)風(fēng)油比系數(shù)，輸出送風(fēng)信號；由擬合公式(7)，計算排煙氧含量反饋調(diào)節(jié)設(shè)定值，對控制信號進行反饋調(diào)節(jié)，實現(xiàn)對最高燃燒效率點的跟蹤[6]。

2.2 內(nèi)?？刂?/h3>

內(nèi)?？刂朴蒘mith預(yù)估補償算法發(fā)展而來，可以改善純時延系統(tǒng)的滯后。內(nèi)?？刂仆ㄟ^搭建調(diào)節(jié)機構(gòu)系統(tǒng)模型，推算可能產(chǎn)生的誤差，加權(quán)處理后對輸出信號進行預(yù)估補償，以減小輸出值與給定值之間的誤差[7]。

送風(fēng)調(diào)節(jié)機構(gòu)中，汽輪風(fēng)機和送風(fēng)管路近似兩個慣性環(huán)節(jié)，需要將內(nèi)模控制與PI反饋調(diào)節(jié)結(jié)合起來使用[8]。先將汽輪風(fēng)機作為一個獨立的控制回路，采用PI控制調(diào)節(jié)，實現(xiàn)汽輪風(fēng)機轉(zhuǎn)速的穩(wěn)定控制，然后將汽輪風(fēng)機等效為一個穩(wěn)定環(huán)節(jié)，與送風(fēng)管路一起使用一階慣性環(huán)節(jié)近似描述，建立廣義送風(fēng)管路模型，最后將內(nèi)部模型的輸出值和控制系統(tǒng)設(shè)定值進行加權(quán)處理后，輸出汽輪風(fēng)機調(diào)節(jié)信號。內(nèi)模控制原理框圖如圖2所示。

圖2 內(nèi)?？刂圃砜驁D

2.3 DCS設(shè)計

DCS核心控制器選用ABB AC800M，在其軟件平臺Compact Control Bulider編寫送風(fēng)控制程序[9]。

1)采集供油量信號(gyl)，通過風(fēng)油比函數(shù)模塊(FYB)推算最佳風(fēng)油比系數(shù)，輸出送風(fēng)量信號(gfkz)；氧含量函數(shù)模塊(YHL)根據(jù)供油量(gyl)計算最佳煙氣含氧量，與實際煙氣含氧量(hyl)比較，使用PI調(diào)節(jié)模塊(YHLPID)對送風(fēng)控制信號進行反饋補償，見圖3。

2)接受送風(fēng)量信號(gfkz)，利用積分模塊(GFTD)搭建送風(fēng)管路模型，推算送風(fēng)量預(yù)估信號(gfl)，并與送風(fēng)量信號(gfkz)進行加權(quán)計算后，調(diào)節(jié)汽輪泵調(diào)節(jié)模塊(QLBPID)的設(shè)定信號，采集汽輪泵實際轉(zhuǎn)速信號，使用PI控制策略調(diào)整后輸出風(fēng)門控制信號(fmkz)到汽輪機風(fēng)門調(diào)節(jié)閥，實現(xiàn)送風(fēng)量控制，見圖4。

圖3 風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)程序示意圖

圖4 內(nèi)?？刂瞥绦蚴疽鈭D

3 仿真驗證及分析

搭建鍋爐仿真模型，建立HIL仿真平臺，可以對控制器的性能進行定性分析，并對控制參數(shù)的調(diào)節(jié)提供一定的參考。

3.1 鍋爐仿真模型

鍋爐仿真模型分為鍋爐爐膛模型和送風(fēng)機構(gòu)模型：爐膛模型主要負責(zé)鍋爐的燃燒，輸入為供油量和送風(fēng)量，輸出為排煙量，排煙溫度和煙氣含氧量[10]；送風(fēng)調(diào)節(jié)機構(gòu)由汽輪風(fēng)機和送風(fēng)管路組成，其動態(tài)過程近似為兩個慣性環(huán)節(jié)。

公式(8)根據(jù)質(zhì)量守恒計算出煙氣質(zhì)量，公式(9)～公式(10)由熱力學(xué)公式和經(jīng)驗系數(shù)計算出排煙溫度，公式(11)根據(jù)公式(3)反推出煙氣含氧量[11]，公式(12)為汽輪風(fēng)機傳遞函數(shù)，公式(13)為送風(fēng)管路傳遞函數(shù)。

Ws=Wa+Wo，

(8)

(9)

式中：tlp為爐膛溫度；k為輻射換熱系數(shù)；d為灰污系數(shù)。

(10)

式中：a為排溫系數(shù)。

(11)

(12)

(13)

式中：Ws為排煙量；tlp為爐膛燃燒溫度；ty為排煙溫度；α為煙氣含量。

根據(jù)公式(8)～公式(13)，基于Simulink仿真平臺搭建爐膛燃燒仿真模型，結(jié)果如圖5所示。

圖5 爐膛燃燒仿真模型

3.2 HIL仿真試驗及分析

在完成鍋爐模型搭建以及送風(fēng)控制器設(shè)計的基礎(chǔ)上，利用AC800M的OPC通訊功能與仿真模型建立實時通訊，搭建半實物仿真平臺[12]?？刂葡到y(tǒng)的主要作用是調(diào)整送風(fēng)量，使鍋爐跟蹤最高燃燒效率。針對控制需求，在負荷劇烈變化和送風(fēng)環(huán)境變化兩種擾動進行仿真運行，分析仿真實驗結(jié)果中燃燒效率的變化，與定風(fēng)油比系數(shù)控制比較，判斷控制器的有效性。

1)負荷劇烈變化。鍋爐穩(wěn)定運行后，在1 000 s時，供油量在10 s內(nèi)由0.24 kg/s上升到0.28 kg/s，模擬負荷劇烈上升，觀察各參數(shù)變化。

由圖6可知，送風(fēng)調(diào)節(jié)機構(gòu)具有滯后，控制信號與實際輸出值存在誤差。在送風(fēng)控制信號相同時，比較在內(nèi)模控制和直接輸出兩種模式下，送風(fēng)控制信號和實際輸出值之間的誤差，如圖7所示。結(jié)果表明：內(nèi)?？刂剖棺畲笳`差值和誤差平均值都明顯下降，可以明顯降低送風(fēng)調(diào)節(jié)機構(gòu)的滯后，保證鍋爐爐膛送風(fēng)量的實時控制。

圖6 負荷變化時控制信號與實際送風(fēng)量

圖7 控制信號與實際送風(fēng)量誤差變化

由圖8可知，定風(fēng)油比系數(shù)控制的鍋爐實際燃燒效率波動較大，總體值較低；風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)控制采用內(nèi)?？刂扑惴p小送風(fēng)調(diào)節(jié)機構(gòu)的滯后，并使用風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)和含氧量反饋環(huán)節(jié)優(yōu)化送風(fēng)控制信號，燃燒效率波動較小，穩(wěn)定后的實際燃燒效率高于定風(fēng)油比系數(shù)。仿真結(jié)果如表2所示。

2)送風(fēng)環(huán)境變化。鍋爐穩(wěn)定運行后，在2 000 s時添加送風(fēng)環(huán)境擾動信號，假定送風(fēng)溫度上升，空氣實際密度下降5%，觀察仿真模型各參數(shù)變化。

圖8 負荷劇烈變化時鍋爐實際燃燒效率

表2 負荷變化下仿真結(jié)果

從圖9～圖11中可知，由于送風(fēng)環(huán)境變化，空氣密度下降，送風(fēng)流量一定時，送風(fēng)質(zhì)量下降，引起鍋爐燃燒效率降低。定風(fēng)油比系數(shù)控制系統(tǒng)中，送風(fēng)質(zhì)量下降，鍋爐實際燃燒效率下降，只能增大供油量保證鍋爐供熱，且無法恢復(fù)到初始值；風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)控制系統(tǒng)通過監(jiān)測排煙氧含量的變化，及時調(diào)節(jié)送風(fēng)量，送風(fēng)質(zhì)量逐步恢復(fù)，燃油消耗量降低，燃燒效率恢復(fù)到最佳狀態(tài)。仿真結(jié)果如表3所示。

圖9 實際送風(fēng)量變化

圖10 爐膛供油量變化

圖11 實際燃燒效率變化

表3 送風(fēng)環(huán)境變化下仿真結(jié)果

4 結(jié)束語

艦船鍋爐燃燒效率容易受到鍋爐負荷和送風(fēng)環(huán)境的干擾，本文針對這一問題，采用風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)控制跟蹤最佳送風(fēng)量，內(nèi)?？刂平档退惋L(fēng)調(diào)節(jié)機構(gòu)的滯后，利用HIL系統(tǒng)仿真驗證，并與定風(fēng)油比系數(shù)比較，結(jié)果表明風(fēng)油比系數(shù)調(diào)節(jié)和內(nèi)?？刂圃谪摵勺兓铜h(huán)境變化兩種擾動下，能有效降低鍋爐燃燒效率的動態(tài)誤差，縮短燃燒效率調(diào)節(jié)時間，穩(wěn)定后更接近最高燃燒效率，經(jīng)濟性提升。