锅炉毕业论文(实用3篇)

锅炉毕业论文 篇一：锅炉燃烧技术的研究与应用

随着工业化进程的不断推进，锅炉作为重要的能源装备在各个领域得到广泛应用。锅炉的燃烧技术作为锅炉运行过程中的关键环节，对于提高燃烧效率、降低能源消耗、减少环境污染具有重要意义。因此，本文将从锅炉燃烧技术的基本原理、燃料选择、燃烧调控等方面展开研究，以期为锅炉燃烧技术的发展和应用提供参考。

锅炉燃烧技术的基本原理是通过燃料的氧化反应释放出的热能来进行水的加热，从而产生蒸汽或热水。在燃料的燃烧过程中，燃料与空气进行充分混合后，在适当的温度、压力和氧含量下发生燃烧反应。燃烧过程中产生的烟气通过锅炉的传热面将热量传递给水，使水升温并转化为蒸汽或热水。因此，燃烧技术的优化和调控对于提高锅炉的热效率至关重要。

在燃料选择方面，不同的燃料对于锅炉燃烧技术的要求也不同。传统的煤炭作为主要燃料，其燃烧特性和燃烧过程对于锅炉燃烧技术的研究具有重要意义。而近年来，随着环保意识的增强和能源结构的调整，清洁能源如天然气、生物质能等在锅炉燃烧技术中的应用也日益广泛。因此，针对不同燃料的特性和要求，研究相应的燃烧技术对于提高锅炉的燃烧效率和减少环境污染具有重要意义。

除了燃料选择外，燃烧调控也是锅炉燃烧技术研究的重要内容。燃烧调控主要包括燃烧过程的控制和燃烧系统的优化。燃烧过程的控制主要针对燃烧温度、压力、氧含量等参数进行调节，以实现最佳的燃烧效果和热效率。而燃烧系统的优化主要包括燃烧设备的结构改进、燃烧风量的调节等，以提高燃烧的稳定性和可靠性。通过燃烧调控的研究和应用，可以有效提高锅炉的热效率和运行稳定性，降低能源消耗和环境污染。

综上所述，锅炉燃烧技术的研究与应用对于提高燃烧效率、降低能源消耗和减少环境污染具有重要意义。本文从锅炉燃烧技术的基本原理、燃料选择、燃烧调控等方面进行探讨，旨在为锅炉燃烧技术的发展和应用提供参考。通过深入研究和应用，我们可以进一步提高锅炉的热效率，实现可持续发展的目标。

锅炉毕业论文 篇二：锅炉节能技术的研究与应用

随着能源资源的日益紧缺和环境污染问题的日益严重，节能减排已成为全球范围内的重要任务。在工业领域中，锅炉作为重要的能源装备，其能效水平和能源利用率对于实现节能减排目标具有重要意义。因此，本文将从锅炉节能技术的基本原理、节能措施和应用效果等方面展开研究，以期为锅炉节能技术的发展和应用提供参考。

锅炉节能技术的基本原理是通过提高锅炉的热效率和能源利用率来实现节能减排的目标。在锅炉运行过程中，通过改进锅炉的燃烧方式、提高传热效率、减少烟气中的热损失等手段，可以有效提高锅炉的热效率。同时，通过优化燃料的选择和燃烧过程的调控，可以降低能源消耗和环境污染。因此，锅炉节能技术的研究和应用对于实现节能减排目标具有重要意义。

在节能措施方面，锅炉节能技术主要包括燃料改进、燃烧优化、烟气余热回收等。燃料改进主要通过提高燃料的热值和燃烧特性，降低燃料的消耗量和环境污染物的排放。燃烧优化主要通过调节燃烧温度、压力、氧含量等参数，以实现最佳的燃烧效果和热效率。烟气余热回收主要通过利用烟气中的余热来加热水或产生蒸汽，从而提高能源的利用效率。通过综合应用这些节能措施，可以有效提高锅炉的节能水平和能源利用率。

除了节能措施外，锅炉节能技术的应用效果也是研究的重要内容。通过实际案例和数据分析，可以评估和验证锅炉节能技术的应用效果。同时，还可以探讨锅炉节能技术在不同场景和条件下的适用性和可行性。通过研究和应用效果的分析，可以进一步完善和改进锅炉节能技术，实现可持续发展的目标。

综上所述，锅炉节能技术的研究与应用对于实现节能减排目标具有重要意义。本文从锅炉节能技术的基本原理、节能措施和应用效果等方面进行探讨，旨在为锅炉节能技术的发展和应用提供参考。通过深入研究和应用，我们可以进一步提高锅炉的能效水平，为实现可持续发展做出贡献。

锅炉毕业论文 篇三

引 言

随着科学技术的发展，自动控制在现代工业中起着主要的作用，目前已广泛应用于工农业生产及其他建设方面。生产过程自动化是保持生产稳定、降低成本、改善劳动成本、促进文明生产、保证生产安全和提高劳动生产率的重要手段，是20世纪科学与技术进步的特征，是工业现代化的标志之一。可以说，自动化水平是衡量一个国家的生产技术和科学水平先进与否的一项重要标志。电力工业中电厂热工生产过程自动化技术相对于其他民用工业部门有较长的历史和较高的自动化水平，电厂热工自动化水平的高低是衡量电厂生产技术的先进与否和企业现代化的重要标志。

本次毕业设计的主要是针对单元机组汽温控制系统的设计。锅炉汽温控制系统主要包括过热蒸汽和再热蒸汽温度的调节。主蒸汽温度与再热蒸汽温度的稳定对机组的安全经济运行是非常重要的。过热蒸汽温度控制的任务是维持过热器出口蒸汽温度在允许的范围之内，并保护过热器，使其管壁温度不超过允许的工作温度。过热蒸汽温度是锅炉汽水系统中的温度最高点，蒸汽温度过高会使过热器管壁金属强度下降，以至烧坏过热器的高温段，严重影响安全。一般规定过热器的温度与规定值的暂时偏差不超过±10℃，长期偏差不超过±5℃。

如果过热蒸汽温度偏低，则会降低电厂的工作效率，据估计，温度每降低5℃，热经济性将下降约1%；且汽温偏低会使汽轮机尾部蒸汽温度升高，甚至使之带水，严重影响汽轮机的安全运行。一般规定过热汽温下限不低于其额定值10℃。通常，高参数电厂都要求保持过热汽温在540℃的范围内。

由于汽温对象的复杂性，给汽温控制带来许多的困难，其主要难点表现在以下几个方面：

（1）影响汽温变化的因素很多，例如，蒸汽负荷、减温水

量、烟气侧的过剩空气系数和火焰中心位置、燃料成分等都可能引起汽温变化。

（2）汽温对象具有大延迟、大惯性的特点，尤其随着机组容量和参数的增加，蒸汽的过热受热面的比例加大，使其延迟和惯性更大，从而进一步加大了汽温控制的难度。

（3）汽温对象在各种扰动作用下（如负荷、工况变化等）反映出非线性、时变等特性，使其控制的难度加大。

第一章 汽温控制系统的组成与对象动态特性

本章将以330MW的单元机组锅炉为例，通过研究其高温、亚临界压力、中间再热、自然循环、单炉膛前后对冲燃烧、燃煤粉汽包炉，且汽轮机为单轴、三缸、两排汽、再热、凝汽冲动式，说明过热器与再热器在锅炉中的位置及布置情况，从而全面掌握研究对象的生产过程，并熟悉其动态特性及分析影响汽温变化的各种因素。

1.1 过热器的分类及基本结构

1.1.1 过热器的分类

过热器可以根据它所采用的传热方式分为对流过热器、半辐射过热器及辐射过热器三种。对流过热器是放在炉膛外面对流烟道里的过热器，它主要以对流传热方式吸收流过它的烟气的热量。半辐射过热器也称屏式过热器，一般放在炉膛上部出口附近，它既吸收炉膛火焰的辐射热，又以对流方式吸收流过它的烟气的热量。辐射过热器是放在炉顶或炉墙上的过热器，它基本上只吸收炉膛内火焰和烟气的辐射热。

现代大容量高参数锅炉的过热器主要由对流过热器，屏式过热器，包覆过热器，顶棚过热器，联箱及减温器构成。制造它们的材料一般都是合金钢，有的还需用特种钢来制造。

（1）对流过热器：布置在烟道内，依靠热烟气对流传热的过热器，称为对流式过热器。对流过热器是由联箱和很多细长

的蛇形管束所组成。蛇形管可作立式或卧式布置。过热器的进出口联箱放在炉墙外部，起着分配和汇集蒸汽的作用。蛇形管与联箱上的管接头焊接在一起。

大容量锅炉的对流过热器布置在烟温很高的区域内，其蒸汽温度和管壁的热负荷都很高。而蒸汽侧放热系数比省煤器中的水或蒸发受热面中的汽水混合物的放热系数都低的多，因此过热器受热面必须用具有良好的高温强度特性的优质碳素钢或含有铬、钼、钒的耐热合金钢制造。过热器管子用什么材料制造，取决于它所处的工作条件。现代锅炉对流过热器多采用立式布置，因为这样可以采用简单可靠的悬吊固定方法，而卧式过热器的固定比较困难。立式布置的主要缺点，是停炉时积存在管内的凝结水不易排出，容易引起蛇形管下部弯头腐蚀。

（2）辐射过热器：辐射过热器可布置在燃烧室四壁，也称墙式或壁式过热器，或布置在炉顶，称顶棚过热器，直接吸收辐射热。在做墙式布置时辐射过热器的管子可以布置在燃烧室四壁的任一面墙上，可以仅布置在燃烧室上部，也可以沿燃烧室高度全部布置；它可以集中布置在某一区域，也可以与蒸发受热面管子间隔布置。

在自然循环锅炉中，辐射过热器管子布置在燃烧室上部，能使管子避开热负荷最高的火焰中心区域。但是这种布置会使水冷壁管的吸热高度降低,可能影响水循环的安全性。如果辐射过热器沿燃烧室全部高度布置，则处于火焰中心区的管子容易过热烧坏。特别是升火过程中，为保证管子的冷却必须采取从外界引进蒸汽等专门措施。在直流锅炉中，情况有所不同，水冷壁上部都有一定的过热度，相当于辐射过热器，由于上部炉温较低，所以可保证安全。

在国产自然循环锅炉中，未采用墙式布置的辐射过热器，而多采用布置在炉顶的顶棚过热器，受热面为紧靠炉顶的直管，称为顶棚管。这种过热器的辐射传热作用较墙式过热器为弱，但因处于较低的烟气温度场，工作比较安全可靠，与屏式过热器和包覆过热器配合使用，效果较好。

（3）屏式过热器和包覆过热器

除了上述两种过热器外，还有一种介于两者之间的半辐射过热器。最常用的半辐射过热器是布置在燃烧室上部或出口处的高温烟区内的屏式过热器。其结构特征为几排拉稀的管屏。屏式过热器沿炉宽平行布置，管屏数目一般为8—16片，屏片间距为0.5—2米，各跟管子之间的相对间距S2/d在1.1左右，屏中并联管子的数目为15—30跟。管屏悬挂在炉顶的钢梁上，受热后能自由的向下膨胀。为了保持各屏间的节距，可将相临两屏中的若干对管子弯绕出来互相夹持在一起，而各屏本身的管子也应夹持在同一平面上。屏式过热器布置在对流过热器前面，以降低对流过热器入口烟温，避免对流过热器结渣。屏式过热器的汽温变化特性介于辐射与对流过热器之间，所以变化也比较平稳。

图1-1是布置在不同烟温区域内的过热器的汽温特性示意图。从图中可以看出，当锅炉负荷从33%增加到满负荷时，曲线1所示的屏式过热器的汽温变化非常平稳，仅上升了10℃；曲线2和3所示的对流过热器的汽温上升了42℃和50℃；而曲线4代表的辐射过热器的汽温却大幅下降了。由于屏式过热器具有过热汽温平稳的特点，在现代大型锅炉上广泛地采用了这种过热器。

为了得到较好的传热效果，最好把屏式过热器布置在烟温为950—1050℃的烟道中。屏式过热器进口烟温的选择，应保证燃料进入屏式过热器前已燃尽，否则在屏区再燃烧会严重影响管屏的工作安全。根据已采用屏式过热器的许多锅炉运行实践证明，它能够在1000—1300℃烟温区内可靠工作，并具有良好的汽温变化特性。

1.1.2 过热器的基本结构

图1-1 布置在不同烟温区域内的过热器气温特性

1-布置在烟温1200℃区域的屏式过热器；2、3-布置在烟温为

1000℃

和900℃区域内的对流过热器；4-布置在燃烧室内的辐射过热器

300MW单元机组是现在是我国火力发电机组的主力型号，多采用亚临界参数及中间再热。330MW机组锅炉的过热器，具体结构见图1-4所示。此过热器具有以下特点：由于过热蒸汽参数高，需要布置更多受热面，因此炉膛内布置大量屏式过热器。采用辐射式、半辐射式和对流过热器联合过热系统，以获得良好的过热蒸汽温度变化特性。低温过热器采用逆流布置，以便获得较大的传热温差，从而节约钢材。

采用两级喷水减温，这样做的目的有两个，一是为了使汽温调节更灵敏，减小热惯性，二是为了保护过热器。第一级喷水减温器布置在前屏过热器之后，调节量较大且调节惰性大，用来调节因负荷、给水温度和燃料性质变化而引起的汽温变化，为粗调。另外它还有保护屏式过热器和对流过热器受热面的作用。第二级喷水减温器布置在高温对流过热器（末级过热器）之前，这一级热惯性小，可保证出口汽温能得到迅速调节。减温器共有四只，每级安装两只，每只喷水量为每级喷水量的一

半。减温水源为自制冷凝水。

蒸汽流程为：饱和蒸汽由汽包引出后经一部分顶棚过热器进入侧墙和后墙包覆过热器，流出后在联箱内混合，进入低温对流过热器，出来后再经过另一部分顶棚过热器进入前屏过热器，流出后经过第一级喷水减温器减温，再进入后屏过热器，流出后经过第二级减温器减温，进入高温对流过热器完成最后一次过热后，送往汽轮机。

图1-2 300MW机组过热器系统图

1-汽包；2-前屏过热器；3-后屏过热器；4-顶棚过热器； 5-侧墙包覆过热器；6-后墙包覆过热器；7-低温对流过热器； 8-第一级减温器；9-第二级减温器；10-高温对流过热器

1.2 过热蒸汽温度控制的意义与任务

锅炉过热蒸汽温度是影响机组生产过程安全性和经济性的重要参数。现代锅炉的过热器是在高温、高压的条件下工作的，过热器出口的过热蒸汽温度是机组整个汽水行程中工质温度的最高点，也是金属壁温的最高处。过热器采用的是耐高温高压的合金刚材料，过热器正常运行的温度已接近材料所允许的最

高温度。如果过热蒸汽温度过高，容易损坏过热器，也会使蒸汽管道、汽轮机内某些零部件产生过大的热膨胀而毁坏，影响机组的安全运行。如果过热蒸汽温度过低，将会降低机组的热效率，一般蒸汽温度降低5-10℃，热效率约降低1%，不仅增加燃料的消耗量，浪费能源，而且还将使汽轮机最后几级的蒸汽湿度增加，加速汽轮机叶片的水蚀。另外，过热汽温的降低还会导致汽轮机高压级部分蒸汽的焓值减小，引起反动度增大，轴向推力增大，也对汽轮机安全运行带来不利的影响。所以，过热蒸汽温度过高或过低都是生产过程所不允许的。

1.3 过热蒸汽温度控制对象的动静态特性

1.3.1 静态特性

1、锅炉负荷与过热汽温的关系

锅炉负荷增加时，炉膛燃烧的燃料增加，但是，炉膛中的最高的温度没有多大的变化，炉膛辐射放热量相对变化不大，因此炉膛温度增高不大。这就是说负荷增加时每千克燃料的辐射放热百分率减少，而在炉膛后的对流热区中，由于烟温和烟速的提高，每千克燃料的对流放热百分率将增大。因此，对于对流式过热器来说，当锅炉的负荷增加时，会使出口汽温的稳态值升高；辐射式过热器则具有相反的汽温特性，即当锅炉的负荷增加时，会使出口汽温的稳态值降低。如果两种过热器串联配合，可以取得较平坦的汽温特性，但一般在采用这两种过热器串联的锅炉中，过热器出口蒸汽温度在某个负荷范围内，仍随锅炉负荷的增加有所升高。

2、过剩空气系数与过热汽温的静态关系

过剩空气量改变时，燃烧生成的烟气量改变，因而所有对流受热面吸热随之改变，而且对离炉膛出口较远的受热面影响显著。因此，当增大过剩空气量时将使过热汽温上升。

3、给水温度与汽温关系

提高给水的温度，将使过热汽温下降，这是因为产生每千克蒸汽所需的燃料量减少了，流过过热器烟气也就减少了。也可以认为：提高给水温度后，在相同燃料下，锅炉的蒸发量增

加了，因此过热汽温将下降。则是否投入高压给水加热器将使给水温度相差很大，这对过热汽温有显著的影响。

4、燃烧器的运行方式与过热汽温的静态关系

在炉膛内投入高度不同的燃烧器或改变燃烧器的摆角会影响炉内温度分布和炉膛出口烟温，因而也会影响过热汽温，火焰中心相对提高时，过热汽温将升高。

1.3.2 动态特性

目前，火电机组厂广泛采用喷水减温方式来控制过热蒸汽温度。影响汽温变化的因素很多，但主要有蒸汽流量、烟气传热量和减温水量等。在各种扰动下，汽温控制对象是有烟池、惯性和自平衡能力的。

1、蒸汽流量扰动下的蒸汽温度对象的动态特性

大型锅炉都采用复合式过热器，当锅炉负荷增加时，锅炉燃烧率增加，通过对流式过热器的烟气量增加，而且烟气温度也随负荷的增大而升高。这两个因素都使对流式过热器的气温升高。然而，当负荷增加时，炉膛温度升高的并不明显，由炉膛辐射传给过热器的热量比锅炉蒸汽量增加所需热量少，因此使辐射式过热器出口温度下降。可见，这两种型式的过热器对蒸汽流量的扰动的反映恰好相反，只要设计上配合得当，就能使过热其出口汽温随蒸汽流量变化的影响减小。因此在生产实践中，通常把对流式过热器与辐射式过热器结合使用，还增设屏式过热器，且对流方式下吸收的热量比辐射方式下吸收的热量多，综合而言，过热器出口汽温是随流量D的增加而升高的。动态特性曲线如图1-3（a）所示。

蒸汽流量扰动时，沿过热器长度上各点的温度几乎是同时变化的，延迟时间较小，约为15s左右。

图1-3 在扰动下温度的变化曲线

2、烟气侧热量扰动下蒸汽温度对象的动态特性

当燃料量、送风量或煤种等发生变化时，都会引起烟气流速和烟气温度的变化，从而改变了传热情况，导致过热器出口温度的变化。由于烟气传热量的改变是沿着整个过热器长度方向上同时发生的，因此汽温变化的迟延很小，一般在15-25s之间。烟气侧扰动的汽温响应曲线如图1-3（a）所示。它与蒸汽量扰动下的情况类似。

3、蒸汽温度在减温水量扰动下的动态特性

当减温水量发生扰动时，虽然减温器出口处汽温已发生变化，但要经过较长的过热器管道才能使出口汽温发生变化，其扰动地点（过热器入口）与测量蒸汽温度的地点（过热器出口）之间有着较大的距离，此时过热器是一个有纯滞后的多容对象。.动态曲线图如图1-3（b）所示。当扰动发生后，要隔较长时间才能是蒸汽温度发生变化，滞后时间比较大，滞后时间约为30-60s。

综上所述，可归纳出以下几点：

（1）过热器出口蒸汽温度对象不管在哪一种扰动下都有延迟和惯性，有自平衡能力。而且改变任何一个输入参数（扰动），

其他的输入参数都可能直接或间接的影响出口蒸汽温度，这使得控制对象的动态过程十分复杂。

（2）在减温水流量扰动下，过热器出口蒸汽温度对象具有较大的传递滞后和容量滞后，缩减减温器与蒸汽温度控制点之间的距离，可以改善其动态特性。

（3）在烟气侧热量和蒸汽流量扰动下，蒸汽温度控制对象的动态特性比较好。

1.4 过热蒸汽温度控制系统的基本结构与工作原理

这里以330MW机组分散控制系统的过热蒸汽温度控制系统为例，对其系统结构和工作原理进行介绍。

该330MW机组的过热蒸汽温度控制采用二级喷水减温控制方式。过热器设计成两级喷水减温方式，除可以有效减小过热蒸汽温度在基本扰动下的延迟，改善过热蒸汽温度的调节品质外，第一级喷水减温还具有防止屏式过热器超温、确保机组安全运行的作用。

本机组过热器一、二级喷水减温器的控制目标就是在机组不同负荷下维持锅炉二级减温器入口和二级减温器出口的蒸汽温度为设定值。

1.4.1 过热器一级减温控制系统

过热器一级减温控制系统的原理简图如图1-4所示。该系统是在一个串级双回路控制系统的基础上，引入前馈信号和防超温保护回路而形成喷水减温控制系统。主回路的被控量为二级减温器入口的蒸汽温度，其实测值送入主回路与其给定值进行比较，形成二级减温器入口蒸汽温度的偏差信号。主回路的给定值由代表机组负荷的主蒸汽流量信号（代表机组负荷信号）经函数器f(x)产生，其含义为给定值是负荷的函数。运行人员在操作员站上可对此给定值给予正负偏置。主回路的控制由

PID1来完成。主回路控制器接受二级减温器入口蒸汽温度偏差信号，经控制运算后其输出送至副回路。

副回路的被控量为一级减温器出口的蒸汽温度。其温度的测量值送入副回路与其给定值进行比较，形成一级减温器出口蒸汽温度的偏差信号。副回路的给定值是由主回路控制器的输出与前馈信号叠加形成。副回路采用PID2调节器，它接受一级减温器出口蒸汽温度的偏差信号。

图1-4 过热器一级减温控制系统

由于机组的负荷会改变，控制对象的动态特性也随之而变，为了在较大的负荷变化范围内都具备较高的控制品质，在大型机组的蒸汽温度控制中，可充分利用计算机分散控制的优点，

将主、副调节器设计成自动随着负荷的变化不断地修改整定参数的调节器，上述蒸汽温度控制系统就是如此。

1.4.2 二级减温控制系统

过热器二级减温控制系统的原理简图如图1-5所示。该系统与一级减温控制系统的结构基本相同，也是一个串级双回路控制系统，不同之处在于：主、副调节器输入的偏差信号不同，采用的前馈信号也不同。

二级减温控制系统的主回路的被控量为二级过热器的出口蒸汽温度，该蒸汽温度与主回路的给定值进行比较，形成二级过热器出口蒸汽温度偏差信号，主回路的给定值由运行人员手动设定，对于300MW机组在正常负荷时，给定值一般为540℃。

图1-5 过热器二级减温控制系统

副回路的被控量为二级减温器出口蒸汽温度，其温度的测量值送入副回路与其给定值比较，形成二级减温器出口蒸汽温度的偏差信号。副回路给定值是上主回路控制器的输出与前馈信号叠加而形成的。

二级过热器蒸汽温度控制是锅炉出口蒸汽温度的最后一道控制手段，为了保证汽轮机的安全运行，要求尽可能提高锅炉出口蒸汽温度的调节品质。因此，二级减温控制的主回路前馈信号采用了基于焓值计算的较为完善的方案

。其前馈信号有主蒸汽温度和压力的给定值的函数，还有主蒸汽流量代表机组负荷以及送风量、燃烧器火嘴摆动倾角等。

除了以上内容外，二级减温控制系统的其他部分以及工作原理与一级减温控制系统完全相同。

1.5 再热汽温控制系统

1.5.1 再热汽温控制的任务

为了提高大容量、高参数机组的循环效率，并防止汽轮机末级蒸汽带水，需采用中间再热系统。提高再热汽温对于提高循环热效率是十分重要的，但受金属材料的限制，目前一般机组的再热蒸汽温度都控制在560℃以下。另一方面，在锅炉运行中，再热器出口温度更容易受到负荷和燃烧工况等因素的影响而发生变化，而且变化的幅度也较大，如果不进行控制，可能造成中压缸转子与汽缸较大的热变形，引起汽轮机振动。

再热蒸汽温度控制系统的任务是将再热蒸汽温度稳定在设定之上。此外，在低负荷、机组甩负荷或汽轮机跳闸时，保护再热器不超温，以保证机组的安全运行。

1.5.2 再热汽温的控制方法

再热蒸汽温度调节采用摆动火嘴加喷水减温的控制方式。 按设计，再热蒸汽温度正常情况下由喷燃器火嘴倾角的摆动来控制。也就是说，再热器汽温控制的减温水阀门平常是全关的，它对再热汽温只起一种辅助的或保护性质的调节作用。

1、摆动火嘴：

摆动燃烧器火嘴倾角是设计用来调节再热汽温的正常手段，它是一个带前馈信号的单回路调节系统。在锅炉A，B侧末级再热器出口联箱上各装有两个出口蒸汽温度测点，可由运行人员在OIS上手动选择每侧的某一测点或两个测点的平均值作为本次再热汽温控制使用。

根据主蒸汽流量经函数发生器给出的随机组负荷变化的再热汽温设定值，与运行人员手动设定值经小值选择器后与再热蒸汽测量值进行比较，偏差进入控制器。控制器设计为SMITH预估器和PID调节器互相切换的方式，两者只能由一个起控制作用，可由热控工程师通过软件调节。为了提高再热汽温在外扰下的调节品质，控制回路设计了机组负荷和送风量经函数发生器给出的前馈信号。根据再热汽温的偏差经控制器的控制运算后在加上前馈信号，形成了对燃烧器火嘴倾角的控制指令，这个指令信号分四路并列输出去驱动炉膛四角的燃烧器火嘴倾角。当进行炉膛吹扫时，火嘴倾角将被自动连锁到水平位置。

2、喷水减温：

喷水减温只起辅助或保护性质的减温作用。每侧的再热汽温有两个测量信号，当摆动火嘴在自动控制状态时，喷水减温的再热汽温设定在摆动火嘴控制系统设定值的基础上加上根据摆动火嘴控制指令经函数发生器给出的偏置量，意在当摆动火嘴有调节与低时抬高喷水减温控制系统设定值以确保喷水减温阀门关死。当摆动火嘴控制指令接近下限而将失去调节余地时，该偏置量应该减小到零以便再热汽温偏高时喷水阀门接替摆动火嘴的减温手段。

由于喷水减温系统只是设计用作辅助调节手段，故系统设计比较简单，再热汽温设定值与测量值的偏差经PID调节器后直接作为喷水减温阀门开度指令，控制器未设计SMITH预估器，也未设计任何前馈信号。

图1-6 再热汽温控制SAMA图

1.6 汽温调节的概念和方法

维持稳定的汽温是保证机组安全和经济运行所必须的。汽温过高会使金属应力下降，将影响机组的安全运行；汽温降低则会机组的循环的效率。据计算，过热器在超温10℃到20℃下长期运行，其寿命会缩短一半；而汽温降低10℃会使循环若效应降低0.5％，运行中一般规定汽温额定值的波动不能超过－10℃～+5℃。因此，要求锅炉设置适当的调温手段，以修正运

行因素对汽温波动的影响。

对汽温调节方法的基本要求是：调节惯性或延迟时间小，调节范围大，对热循环热效率影响小，结构简单可靠及附加设备消耗少。

汽温的调节可归结为两大类：蒸汽侧的调节和烟气侧的调节。所谓蒸汽侧的调节，是指通过改变蒸汽的热焓来调节温度。例如喷水式减温器向过热器中喷水，喷入的水的加热和蒸发要消耗过热蒸汽的一部分热量，从而使汽温下降，调节喷入的水量，可以达到调节汽温的目的。烟气侧的调节，使通过改变锅炉内辐射受热面和对流受热面的吸热量分配比例的方法（例如调节燃烧器的倾角，采用烟气再循环等）或改变流经过热器的烟气量的方法（如调节烟气挡板）来调节过热蒸汽温度。

1.6.1 从蒸汽侧调节汽温

汽温调节通常采用喷水减温作为主要调节手段。由于锅炉给水品质较高，所以减温器通常采用给水作为冷却工质。喷水减温的方法是将水呈雾状直接喷射到被调过热蒸汽中去与之混合，吸收过热蒸汽的热量使本身加热，蒸发，过热，最后也成为过热蒸汽的一部分。被调温的过热蒸汽由于放热，所以汽温降低，达到了调温的目的。

喷水减温调节操作简单，只要根据汽温的变化适当的变更相应的减温水调节阀门开度，改变进入减温器的减温水量即可达到调节过热汽温的目的。当汽温偏高时，开大调节门增加减温水量；当汽温偏低时，关小调节阀门减少减温水量，或者根据需要将减温器撤出运行。

单元机组的锅炉对汽温要求较高，故通常装置两级以上的喷水减温器，在进行汽温调节时必须明确每级减温器所担负的任务。第一级布置在分隔屏过热器之前，被调参数是屏式过热器出口汽温，其主要任务是保护屏式过热器，防止壁管超温。由于该减温器距末级过热器的出口尚有较长距离，相对来说，它对出口汽温的调节时滞较大，而且由于蒸汽流经后几级过热器后，汽温的变化幅度较大，误差也大，所以很难保证出口蒸

汽温度在规定的范围内。因此，这级减温器只能作为主蒸汽温度的粗调节。该锅炉第二级喷水减温器设在末级对流过热器进口，被调参数是主蒸汽出口温度，由于此处距主蒸汽出口距离近，且此后蒸汽温度变化幅度也不大，所以第二级喷水减温的灵敏度高，调节时滞也小，能有效的保证主蒸汽出口温度符合要求，因而该级喷水调节是主蒸汽的细调节。第二级喷水减温器往往分两侧布置，以减小过热汽温热偏差。正常工况时，一、二级喷水量的比例为总喷水量的75％和25％，在高加全部切除时，其比例为95％和5％。

喷水减温器调节汽温的特点是，只能使蒸汽减温而不能升温。因此，锅炉按锅炉额定负荷设计时，过热器受热面的面积是超过需要的，也就是说，锅炉在额定负荷下运行时过热器吸收的热量将大于蒸汽所需要的过热热量，这时就必须用减温水来降低蒸汽的温度使之保持额定值。由于一般组合过热器汽温特性都呈对流特性，所以当锅炉负荷降低时，汽温也下降，这时减温水就应减小，对于定压运行的单元机组，由于蒸汽失去汽温调节手段，因而主汽温就不能保持规定值，故锅炉不宜在此情况下做定压运行，而应采用滑压运行，以保证过热蒸汽有足够的过热度。喷水减温调节主蒸汽温度在经济上是有一定损失的。一方面由于在额定负荷时过热器受热面积比实际需要值大，增加了投资成本；另一方面因一部分给水用作减温水，使进入生煤器的水流量减少，因而锅炉排烟温度升高。增加了排烟损失。同时喷水减温的过程，也是一个熵增的过程。故而有可用能的损失。但是，由于喷水减温设备简单，操作方便，调节又灵敏，所以仍得到广泛应用。

再热器不宜采用喷水减温调节汽温。因为喷水减温器将增加再热蒸汽的数量，从而增加了汽轮机中，低压缸的蒸汽流量，即增加了中低压缸的出力。如果机组的负荷一定，将使高压缸出力减小，减少高压缸的蒸汽流量。这就等于部分的用低压蒸汽循环代替高压蒸汽循环做功，因而必然导致整个机组热经济性的降低。再热器喷水减温器的主要目的是当出现事故工况，

再热器入口汽温超过允许值，可能出现超温损坏时，喷水减温器投入运行，借以保护再热器。在正常运行情况下，只有当采用其他温度调节方法尚不能完全满足要求时，再热器喷水减温器才投入微量喷水，作为再热汽温的辅助调节。

1.6.2 从烟气侧调节汽温

1、改变火焰中心位置。改变火焰的中心位置可以改变炉内辐射吸热量和进入过热器的烟气速度，因而可以调节过热汽温。当火焰中心位置抬高时，火焰离过热器较近，炉内辐射吸热量减少，炉膛出口烟温升高，则过热汽温将升高。火焰中心位置降低时，则过热汽温降低。改变火焰中心位置的方法有：

（1）调整喷燃器的倾角。采用摆动式燃烧器时，可以用改变其倾角的办法来改变火焰中心沿炉膛高度的位置，从而达到调节汽温的目的。在高负荷时，将喷燃器向下倾斜某一角度，可以使火焰中心位置下移，使进入过热器区的烟气温度下降，减小过热器的传热温差，使汽温降低。而在低负荷时，将喷燃器向上倾斜适当角度，则可以使火焰中心位置提高，使汽温升高。摆动式燃烧器的调温幅度较大，调节灵敏，设备简单，投资费用少，并且没有功率损耗。目前使用的摆动式燃烧器上下摆动的转角为±20°，一般用10°～20°器的倾角的调节范围不可过大，否则可能会增大不完全燃烧损失或造成结渣等。如果向下的倾角过大时，可能会造成水冷壁下部或冷灰斗结渣。若向上的倾角过大时，会增加不完全燃烧损失并可能引起炉膛出口的屏式过热器或凝渣管结渣。同时在低负荷时若向上的倾角过大，还可能发生炉膛灭火。摆动式燃烧器可用于过热蒸汽的调温，也可用于再热蒸汽的调温。当摆动式燃烧器作为再热汽温的主调方式时，它将以再热汽温为信号，改变燃烧器的倾角。 为了保持炉膛火焰的均匀分布，此时四组燃烧器的倾角应一致并同时动作。当燃烧器倾角已达到最低极限值时，再热汽温仍然高于额定值时，再热器事故喷水减温器将自动投入运行，以保持汽温和保护再热器。

（2）改变喷燃器的运行方式。当沿炉膛高度布置有多排喷

燃器时，可以将不同高度的喷燃器组投入或停止工作，即通过上、下排喷燃器的切换，来改变火焰中心位置。当汽温高时应尽量先投用下排的燃烧器，汽温低时可切换成上排喷燃器运行，也可以采取对距过热器位置不同的喷燃器进行切换的方法，当投用靠近炉膛后墙的喷燃器时，由于这时火焰中心位置离过热器近火焰行程短，将使炉膛出口的烟温相对的高些。而切换成前墙或靠近前墙的喷燃器运行时，则火焰中心位置离过热器相对的远些，炉膛出口烟温就相对的低些。

（3）变化配风工况。对于四角布置切圆燃烧方式，在总风量不变的情况下，可以用改变上、下排二次风分配比例的办法来改变火焰中心位置。当汽温高时，一般可开大上排二次风，关小下排二次风，以压低火焰中心。当汽温低时，一般则关小上排二次风，开大下排二次风，以抬高火焰中心。进行调整时，应根据实际设备的具体特性灵活掌握。

2、改变烟气量。若改变流经过热器的烟气量，则烟气流速必然改变，使对流传热系数变化，从而改变了烟气对过热器的放热量。烟气量增多时，烟气流速大，使汽温升高；烟气量减少时，烟气流速小，使汽温降低。改变烟气量即改变烟气流速的方法有：

（1）采用烟气再循环。采用烟气再循环调节汽温的原理是从尾部烟道（通常是从省煤器后）抽出一部分低温烟气，用再循环风机送回炉膛，并通过对再循环烟气量的调节来改变流经过热器的烟气流量，改变烟气流速。此外，当送入炉膛的低温再循环烟气量改变时，还使炉膛温度发生变化，炉内辐射吸热与对流吸热的比例将改变，从而使汽温发生变化。由此，改变再循环烟气量，可以同时改变流过过热器的烟气流量和烟气含热量，因而可以调节汽温。

（2）烟气旁路调节。采用这种方法是将过热器处的对流烟道分隔成主烟道和旁路烟道两部分。在旁路烟道中的受热面之后装有烟气挡板，调节烟气挡板的开度，即可改变通过主烟道的烟气流速，从而改变主烟道中受热面的吸热量。由于高温对

流烟道中烟气的温度很高，烟气挡板极易变形或烧坏，故这一方法只用于布置在锅炉尾部对流烟道中的

低温过热器或低温再热区段，而在我国目前的超高压机组中，则仅用于低温再热器区段。采用烟气旁路来调节再热汽温时，还会影响到过热汽温。为了增加再热汽温的调节幅度并减小对过热汽温的影响，应使主烟道中的再热器有较大的受热面，而旁路烟道中的过热器受热面则应小些。

（3）调节送风量。调节送风量可以改变流经过热器的烟气量，即改变烟气流速，达到调节过热汽温的目的。调节送风量首先必须满足燃烧工况的要求，以保证锅炉机组运行的安全性和经济性。而用以调节汽温，一般知识作为辅助手段。当汽温问题成为运行中的主要矛盾时，才用燃烧调节来配合调节汽温。利用送风量调节汽温是有限度的，超过了范围将造成不良后果。因为过多的送风量不但增加了送、吸风机是耗电量，降低了电厂的经济性，而且增大了排烟热损失，降低锅炉热效率。特别是燃油锅炉对过剩空气量的控制就更为重要。过剩空气量的增加，不但加速空气预热器的腐蚀，还有可能引起可燃物在尾部受热面的堆积，导致尾部受热面再燃烧。

第二章 过热汽温控制系统的基本方案

目前，过热汽温的控制方案很多，而且随着自动控制技术和计算机技术的不断发展，新的控制方法不断出现，汽温控制的质量也不断提高。传统的汽温控制系统有两种：串级汽温控制系统和采用导前微分信号的汽温控制系统。由于过热汽温控制通道的迟延和惯性很大，被调量信号反应慢，因此选择减温器后的汽温作为局部反馈信号，形成了上述的两种双回路控制系统。下面将分别加以介绍。

2.1 串级汽温控制系统

单回路控制系统是各种复杂控制系统的基础，由于其控制简单而得到广泛应用。但随着工业技术的不断更新，生产不断强化，工业生产过程对工业参数提出了越来越严格的要求，并且由于生产过程中各参数间的关系复杂化及控制对象迟延和惯性的增大，都使得单回路控制系统显得无能为力，因而产生了许多新的.、较复杂的控制系统，如串级控制、导前微分控制、复合控制、分段控制、多变量控制等。串级控制系统对改善控制品质有独到之处，本节将对其组成、特点及整定进行讨论

2.1.1 串级汽温控制系统的基本结构及原理

火电厂过热汽温串级控制系统的结构图2-1所示：

图2-1 过热汽温串级控制系统

该汽温串级控制系统中，有主、副两个调节器。由于汽温对象具有较大的延迟和惯性，主调节器多采用PID控制规律，其输入偏差信号为I?2-I?0，输出信号为IT1，副调节器采用PI或P控制

规律，接受导前汽温信号I?1和主调节器输出信号IT1，输出为IT2。当过热汽温升高时，I?2增加，主调节器输出IT1减小，副调节器

输出IT2增加，减温水量增加，过热汽温下降。在主、副调节器

均具有PI控制规律的情况下，当系统达到稳定时，主、副调节器的输入偏差均为零，即：

I?2=I?0；I?1=IT1

由此也可以认为主调节器的输出IT1是导前汽温I?1的给定

值。

过热汽温串级控制系统的原理方框图如图2-2所示，具有内外两个回路。内回路由导前汽温变送器、副调节器、执行器、减温水调节阀及减温器组成；外回路由主汽温对象、汽温变送器、主调节器及整个内回路组成。系统中以减温器的喷水作为控制手段，因为减温器离过热器出口较远，且过热器管壁热容

较大，主汽温对象的滞后和惯性较大。若采用单回路控制主汽温q1(即将q1作为主信号反馈到调节器PI1,PI1直接去控阀门开

度)无法取得满意的控制品质。为此再取一个对减温水量变化反映快的中间温度信号q2作为导前信号，增加一个调节器PI2组成

如图2-2所示的串级控制系统。调节器PI2根据q2信号控制减温

水阀，如果有某种扰动使汽温q2比q1提早反映（例如：内扰为喷

水量W的自发性变化），那么由于PI2的提前动作，扰动引起的q2波动很快消除，从而使主汽温q1基本不受影响。另外，PI2的

给定值受调节器PI1的影响，后者根据q1改变q2的给定值，从而

保证负荷扰动时，仍能保持X满足要求。可见，串级系统中采用了两级调节器，各有其特殊任务。

图2-2 过热汽温串级控制系统的原理方框图

2.1.2 串级汽温控制系统的设计

为充分发挥串级控制系统的优点，在设计实施控制系统时，还应适当合理的设计主、副回路及选择主、副调节器的控制规律。

1、主、副回路的设计原则

（1）副参数的选择，应使副回路的时间常数小，控制通道短，反应灵敏。通常串级控制系统是被用来克服对象的容积迟延和惯性。副回路应该把生产系统的主要干扰包括在内，应力

求把变化幅度最大、最剧烈和最频繁的干扰包括在副回路内，以充分发挥副回路改善系统动态特性的作用，保证主参数的稳定。因此，在设计串级控制系统时，应设法找到一个反应灵敏的副参数，使得干扰在影响主参数之前就得到克服，副回路的这种超前控制作用，必然使控制质量有很大的提高。

（2）副回路应包含被控对象所受到的主要干扰。串级控制系统对进入副回路的扰动有很强的克服能力，为发挥这一特殊作用，在系统设计时，副参数的选择应使得副回路尽可能多的包括一些扰动。但这将与要求副回路控制通道短，反应快相矛盾，应在设计中加以协调。在具体情况下，副回路的范围应当多大，取决于整个对象的容积分布情况以及各种扰动影响的大小。副回路的范围也不是愈大愈好。太大了，副回路本身的控制性能就差，同时还可能使主回路的控制性能恶化。一般应使副回路的频率比主回路的频率高的多，当副回路的时间常数加在一起超过了主回路时，采用串级控制就没有什么效果了。

（3）主、副对象的时间常数应适当匹配。由于串级系统中主、副回路是两个相互独立又密切相关的回路。如果在某种干扰作用下，主参数的变化进入副回路时，会引起副回路中参数振幅增加，而副参数的变化传到主回路后，又迫使主参数变化幅度增大，如此循环往复，就会使主、副参数长时间大幅度波动，这就是所谓串级系统的“共振现象”。一旦发生了共振系统就失去控制，不仅使系统控制品质恶化，如不及时处理，甚至可能导致生产事故，引起严重后果。为确保串级系统不受共振现象的威胁，一般取

Td1??3~10?Td2

(2-1)

式子中：Td1为主回路的振荡周期；Td2为副回路振荡周期，要满

足式子（2-1），除了在副回路设计中加以考虑之外，还与主、副调节器的整定参数有关。

2、主、副调节器的选型

串级控制系统中，主调节器和副调节器的任务不同，对于

它们的选型即控制规律的选择也有不同考虑。

（1）副调节器的选型

副调节器的任务是要快速动作以迅速消除进入副回路内的扰动，而且副参数并不要求无差，所以一般都选P调节器，也可采用PD调节器，但这增加了系统的复杂性，在一般情况下，采用P调节器就足够了，如果主、副回路频率相差很大，也可以考虑采用PI调节器。

（2）主调节器的选型

主调节器的任务是准确保持被调量符合生产要求。凡是需采用串级控制的生产过程，对控制的品质都是很高的，不允许被调量存在静差。因此主调节器必须具有积分作用，一般都采用PI调节器。如果控制对象惰性区的容积数目较多，同时又有主要扰动落在副回路以外的话，就可以考虑采用PID调节器。

3、主、副回路调节器调节规律的选择原则

（1）主参数控制质量要求不十分严格，同时在对副参数的要求也不高的情况下，为使两者兼顾而采用串级控制方式时，主、副调节器均可以采用比例控制。

（2）要求主参数波动范围很小，且不允许有余差，此时副调节器可以采用比例控制，主调节器采用比例积分控制。

（3）主参数要求高，副参数亦有一定要求这时主、副调节器均采用比例积分形式。

2.1.3 串级汽温控制系统的整定

在如图2-3所示的串级系统中，因为两个调节器串在一起，在一个系统中工作，相互之间或多或少的有些影响，因此在串级系统的整定要比简单系统复杂些。

图2-3 串级控制系统方框图

1、两部整定法

当串级系统中副回路的控制过程比主回路快的多时，可按下述步骤分别独立整定主、副调节器参数。

（1）先整定副调节器

当副回路受到阶跃扰动时，在较短时间内副回路控制过程就告结束。在此期间，主回路基本上不参加动作，由图2-3得整定副回路时的方框图，如图2-4 （a）所示。可按单回路系统的整定方法整定副调节器WT2?s?。

（2）整定主调节器

当主回路进行控制时，副回路几乎起理想随动作用，由图2-3可得

R2(s)?Y2(s)Wm2(s)

从而求得副回路的闭和传递函数

Y2(s)1?R2(s)Wm2(s)

（2-2）

图2-4 主副调节器分别独立整定时的方框图

即在主回路中副回路可看作一个比例环节，由此画出整定主回路时的方框图，如图2-4（b）所示。可按单回路系统的整定方法整定主调节器WT1?s?的参数。

按上述步骤整定系统后，通常应满足?2?3?1（?1、?2分别为

主、副回路主导衰减振荡成分的频率）。要达到此要求整定时应考虑以下几个问题：

① 对象的动态特性。控制对象前区动态特性W02(s)与整个控制对象的动态特性W0(s)?W01(s)W02(s)相比，应有较小的迟延和惯性。

② 调节器类型的选择。副调节器WT2(s)可选用P（或PD）调节器，主调节器应选用PI调节器，以使副回路有较高的衰减振荡频率。

③ 整定指标的选择。副回路可取较低的稳定性裕量（例如

。 ??0.75）而主回路则取较高的稳定性裕度（例如??0.9）

另外，按此方法整定串级系统时还应考虑控制对象惰性区动态特性的求取。在图2-4中，控制对象导前区的特性W02(s)可直接由实验测得，而惰性区的特性W01(s)不一定能直接由实验获得，但整个控制对象的动态特性W0(s)?W01(s)W02(s)总是可以由实验测得，因此对象惰性区的动态特性W01(s)原则上可以由W0(s)和W02(s)算出：

W01(s)?W0(s)

W02(s)

（2-3）

例如：锅炉过热蒸汽温度控制对象及其导前区的动态特性常

可表示为W0(s)?W01(s)W02(s)?K0?1(s)??(s)(1?T0s)n0

（2-4）

W02(s)??2(s)K2??(s)(1?T2s)n2

（2-5）

式中：?为减温水阀门的开度。利用级数展开和低阶近似，惰性区的动态特征可表示为： W01(s)??1(s)??2(s)K1

(1?T1s)n1

（2-6）

式中 K1?K0;T1?nT

K2??nT;n1?n0T0?n2T2n0T02?n2T22200222?n0T0?n2T22

如果控制对象及其导前区动态特性可以用式（2-4）、（2-5）来表示，而且有n2?2和n0?3，那么当 n0T0?3n2T2时（n0T0和n2T2分别为W0(s)和W02(s)分母中s项的系数），可以满足主、副调节器按图2-4分别整定的条件，而惰性区对象表示为

W01(s)?K12?(1?T0s)n0(1?T0s)n0K0

（2-7）

这样避免了由W0(s)和W02(s)计算出W01(s)的麻烦，尤其用阶跃响应实验曲线整定主调节器时更为简便。因此在式（2-7）假定下

????????????Tc?0?Tc?1

（2-8）

式中：??/Tc?0为控制对性W0(s)阶跃响应实验曲线上?与Tc的比值，

它实际往往无法由实验曲线上直接获得（如在过汽温对象中）。

2、逐次逼近法

（1）先整定副调节器WT2(s)。在第一次整定副调节器时，断开主环，即按副回路单独工作时的单回路系统来整定副调节器WT2(s)的参数，记作?WT2(s)?1。

（2）根据?WT2(s)?1整定主调节器WT1(s)。由图2-5可以写出串级控制系统的特征方程为

1?WT1(s)WT2(s)W02(s)W01(s)Wm1(s)?01?WT2(s)W02(s)Wm2(s)

（2-9）

可得此时等效控制对象的传递函数为

*W01(s)?WT2(s)W02(s)W01(s)Wm1(s)

1?WT2(s)W02(s)Wm2(s)

（2-10）

按照单回路系统整定方法求出主调节器参数，记作?WT1(s)?1。

（3）据（2）得到的?WT1(s)?1，再整定副调节器WT2(s)，由图2-5写出串级控制系统的特征方程为

1?WT2(s)?W02(s)Wm2(s)?WT1(s)W02(s)W01(s)Wm1(s)??0 （2-11）

可得此时等效控制对象为

* W02(s)?W02(s)Wm2(s)?WT1(s)W02(s)W01(s)Wm1(s) （2-12）

然后根据单回路系统的整定方法求出副调节器的参数，记为?WT2(s)?2。

（4）如果?WT2(s)?2的参数值与第（1）步得到?WT2(s)?1的参数值

基本相同，那么整定就告完成。两个调节器的整定参数步骤分别为（1）和（2）中求得的参数，否则应根据?WT2(s)?2重复步骤（2）、

（3），直到出现两次整定结果基本相同为止。

3、补偿法

当控制对象导前区的动态特性与整个控制对象的动态特性相比，迟延和惯性不够小时，控制系统经整定后主、副回路的振荡频率差别不够大，这时就不能 用“两步整定法”整定，可以采用“补偿法”整定调节器参数。

图2-3所示的串级控制系统，在保持系统特征方程式不变的条件下，可把它的闭和回路等效的变换成图2-5所示:

图2-5 串级控制系统方框图的等效变换

从等效变换后方框图形式可以看出，如果为了分析串级系统的稳定性，可以把它看作一个单回路系统。在这个等效单回路系统中，调节器为?WT1(s)WT2(s)?控制对象为 W0*(s)?W02(s)?W01(s)?Wm2(s)

??1?? Wm1(s)WT1(s)?

（2-13）

因此，串级系统可按下述步骤进行整定：

（1）适当选择主调节器WT1(s)的参数，以造成一个动态特性较好的等效控制对象W0*(s)。从图2-5或式（2-13）的关系中可知，所造成的等效控制对象W0*(s)只能在控制对象原有的基础上?W01(s)、W02(s)?，通过选择WT2(s)WT1(s)的参数使它比较有利于控制。这就是“补偿法”整定的概念。

（2）选择好WT1(s)的参数得到了等效控制对象W0*(s)后，就可以按单回路系统整定调节器?WT1(s)WT2(s)?，从而得出副调节器WT2(s)的参数。用“补偿法”的概念整定串级控制系统时，不必考虑主、副回路之间相互影响的程度。虽然整定的结果并不能保证串级系统在最佳的条件下工作，但是它可以使系统具有足够的稳定性裕度，因而使整定后的串级系统具有正常运行的基本条件，在主、副调节器不能分别独立整定时，这可以作为整定串级控制系统的一种使用方法。

2.2 导前微分控制系统

在温度控制系统中，常用的一种便是导前微分控制系统。这种控制系统的结构特点是：只用了一个调节器，调节器的输入取了两个信号。一个信号是主汽温经变送器直接进入调节器的信号，另一个信号则是减温器后的温度经微分器后送入调节器的信号。在时间和相位上，后一个信号超前于主信号（主汽温信号），因此把这种系统称为导前微分控制系统。又因为它有两个信号直接送入到调节器，所以也称这样的系统为具有导前微分信号的双冲量控制系统。微分作用能反映输出量的变化趋势，因而能提前反映输出量的变化，把这种作用用于控制系统，能改善控制性能。

2.2.1 导前微分控制系统的组成及原理

采用导前微分信号的过热汽温控制系统如图2-6所示。这个系统引入了导前汽温?2的微分信号作为调节器的补充信号，以改

善控制质量。因为?2和主汽温?1的变化趋势是一致的，切?2的变化比?1快的多，因此它能迅速反映?1的变化趋势。引入了?2的微

分信号后。将有助于调节器的动作快速性。在动态时，调节器将根据?2的微分信号和?1与?1的给定值之间的偏差而动作；但在

静态时，?2的微分信号消失，过热汽温?1必然等于给定值。如果

不采用导前信号?2的微分信号，则在静态时，调节器将保持(?1??2)等于给定值，而不能保持?1等于给定值。

由图2-6所示的系统结构图我们可以画出导前汽温微分信号控制系统的原理方框图，如图2-7所示。它包括两个闭合的控制回路：

1、由控制对象的导前区W02(s)，导前汽温变送器r?2、微分器Wd(s)、调节器WT(s)、执行器KZ和减温水调节阀K?组成的副回路

（导前补偿回路）；

2、由控制对象的惰性区W01(s)、主汽温变送器r?1和副回路组成的主回路。

图2-6 导前汽温微分信号的双回路汽温控制系统

2.2.2 导前微分控制系统的分析

对于如图2-7所示的控制系统，当去掉导前汽温的微分信号时，系统就成为单回路控制系统，如图2-8（a）所示，控制对象W0(s)??W01(s)W02(s)?的迟延、惯性较大。当系统加入导前汽温微分信号后，调节器将同时接受两个输入信号，系统也成了双回路结构。但对于这个双回路系统作适当的等效变换后，发现仍可把它当作一个单回路系统来处理，如图2-8（b）所示。只是由于微分信号的引入改变了控制对象的动态特性。这个新的控制对象的输入仍然是减温水流量信号WB，但输出信号为?1*，等效控

制对象的传递函数可以根据方框图求得。其中：

?1*??1?d?2??2

dt??1

W(s)?*

0????W02(s)?W01(s)?Wd(s)?2?WB(s)??1???1*(s)

（2-14）

图2-7 采用导前汽温微分信号的双回路汽温控制系统原理框图

图2-8 采用微分信号改变控制对象特性的方框图

a——单回路系统方框图；b——双回路系统的等效方框图

在静态时，微分器输出为零，所以等效控制对象的输出在动态过程中，等效控制对象的输出中除了主汽温信号?1?1*??1；

外，还叠加了导前汽温?2的微分信号。由于?2的惯性迟延比?1小得多，因而等效对象的输出?1*的惯性迟延比?1小得多。因此加入

导前汽温微分信号的作用可以理解为改变了控制对象的动态特性，可见，等效控制对象是输出?1*比主汽温?1的响应有很大的改

善。所以，在控制对象惯性迟延较大的情况下导前汽温微分信号的双回路汽温控制系统是控制品质远比单回路控制系统好。

2.2.3 导前微分控制系统的整定

1、按补偿法进行整定

根据前面对系统的分析方法，我们可以得出补偿法的整定规则：整定微分器Wd?s?的参数（KD、TD）以形成一个等效对象，

这个等效对象的动态特性等于（或近似等于）在动态时为导前区的特性，在静态时为主汽温的特性，而调节器WT(S)的参数（?，

Ti）则按等效对象的特性整定（按一般单回路控制系统得到整定

方法）。

下面分析如何通过调整微分器的参数来获取等效对象的特性。

设主汽温对象的传递函数为

W0(s)?W02(s)W01(s)?K0

(1?T0s)n0

（2-15）

导前区汽温对象的传递函数为

W02(s)?K2

(1?T2s)n2

（2-16）

则等效对象的传递函数为

???K0K0W0*(s)?W02(s)?W01(s)?Wd(s)?2???Ws02??n2?(1?Ts)K2?1?2?

（2-17）

由上式可得

?K?Wd(s)??0?W01(s)??K2???1

??2

（2-18）

可见微分器的参数时根据控制对象的惰性区来整定的，用控制对象惰性区传递函数的求法，可得：

W01(s)?K1

(1?T1s)n1

且

则式（2-18）可写为

Wd(s)?K1?K0/K2 ????1KDTDs1?K1?1?n1?1?TDs(1?Ts)?1???2

(2-19)

假设汽温对象惰性区得传递函数时一阶的（即n1?1），则有

KDTDsTs??1K1T1s??1?K11?1?TDs1?T1s??21?T1s??2

比较等式两边的对应项可得

TD＝T1

KD＝K1??1??2

微分器按此组参数整定，则等效对象的传递函数为

W0*(s)?K0

(1?T2s)n2

则实现了完全补偿的预定目的。但是汽温对象的惰性区传递函数的阶次都是高于一阶的（通常n1?2），那么，式（2-19）等号两边就只能作到近似相等，而不能实现完全补偿。下面推导n1?2时，微分器参数的确定方法。

将式（2-19）等号的两边展开为幂级数的形式：

等式左边为

KDTDs2233?KDTDs?1?TDs?TDs?TDs?…? 1?TDs

等式右边为

?????11?1K1?1??K1n1????21?Ts?????21??n1?n1?1?22??nTs?T1s? ?112!??

令等式两边s的低阶项（二阶以下项）的系数相等

s项

s2项 KDTD?K1??1nT ??2112KDTD?K1??1n1?n1?1?2T1 ??22

由此可以确定微分器的整定参数

KD?K1??12n1 ??2n1?1

TD?n1?1T12

（2-20）

按式（2-20）求得的Wd?s?参数仅能实现对象的近似补偿，即使

W0*(s)?W02(s)K0

K2

在确定了等效对象的传递函数之后，对于调节器WT(s)的参数?和Ti应按等效对象W0*(s)来整定（按一般单回路系统的整定方法），其原理框图如图2-9所示。

图2-9 补偿法整定框图

补偿法是整定双回路系统的一种很实用的方法，用该方法整定系统时，可以不考虑内外回路之间的相互影响。

2、按等效为串级控制系统的整定方法来整定

采用导前汽温微分信号的控制系统等效为串级控制系统方框图见图2-9。整定步骤和前面已讨论过的串级控制系统相同。 当WT(s)?1?1????KDTDs1?和时，等效副调节器WT*2(s)为W(s)??d1?TDsTis?PI

调节器，传递函数为：

WT*2?s??1?1?1??? TDs?KD?

而等效主调节器WT*1?s?也是PI 调节器，传递函数为

1?1?W(s)??1?? KD?TDs?*T1

此时可根据对象导前区特性和主汽温特性，按串级控制系统的整定方法，分别求得等效副调节器WT*2(s)和等效主调节器WT*1(s)的各个参数，从而求得?、Ti、KD、TD 。

2.3 两种汽温自动控制系统的比较

前面讨论了串级过热汽温控制系统和导前汽温微分信号的双回路过热汽温控制系统，他们在实际应用中一般都能满足生产上的要求，但这两种控制系统在控制质量、系统构成、整定调试等方面各有特点。

1、把采用导前汽温微分信号的双回路控制系统转化为串级

控制系统来看待 时，其等效主、副调节器均为PI调节器。但对于实际的串级汽温控制系统，为了提高副回路的快速跟踪性能，副调节器应采用P或PD调节器，而主调节器应采用PI或PID调节器。因此，采用导前汽温微分信号的双回路系统的副回路，其快速跟踪和消除干扰的性能不如串级系统；在主回路中，串级系统的主调节器可具有微分作用，故控制品质也比双回路系统好，特别对于惯性、延迟较大的系统，双回路系统的控制质量不如串级系统。

2、串级控制系统主、副两个控制回路的工作相对比较独立，因此系统投运时 的整定、调试直观、方便。而有导前汽温微分信号的双回路控制系统的两个回路在参数整定时相互影响，不容易掌握

3、从仪表硬件结构上看，采用导前汽温微分信号的双回路系统较为简单。一般情况下，双回路汽温控制系统已能够满足生产上的要求，因此得到了广泛的应用。若被控对象的迟延较大，外扰频繁，而且要求有较高的控制质量，则应采用串级控制系统。

第三章 大迟延控制系统

在热工过程控制中，有的过程控制（对象特性）具有较大

的纯延迟，使得被调量不能及时反映系统所承受的扰动，且当过程控制通道或测量环节存在延迟时候，会降低系统的稳定性；另外纯迟延会导致被控制量的最大动态偏差增大，系统的动态质量下降，而且t/Tc之比越大越不容易控制。

解决具有纯迟延的过程控制是一个比较棘手的问题，对于闭环系统内的纯迟延若单单采用上述的串级控制等方案是无法保证其控制质量，且响应速度也和很慢，如果在控制精度很高的场合，则须采取其他控制手段，例如补偿控制，采样控制等等。本章仅就预估控制方法进行详细介绍。

3.1 Smith预估补偿器

对于有纯迟延过程的控制系统，调节器采用PID控制规律时，系统的静态和动态品质均下降，纯迟延愈大，其性能指标下降的愈大。Smith针对具有纯迟延的过程，提出在PID反馈控制的基础上引入一个预补偿环节，使控制品质大大提高。下面就对Smith预估补偿的原理进行更详细地介绍。

当采用简单回路控制时，如图3-1所示

图3-1 单回路控制系统

控制器的传递函数为WT(s)，对象的传递函数为

W0(s)=W0'(s)e-ts时，从设定值作用至被控变量的闭环传递函数是：

Y(s)WT(s)W0'(s)e-ts

=R(s)1+WT(s)W0'(s)e-ts

（3-1）

扰动作用至被控变量的闭环传递函数是：

Y(s)W0'(s)e-ts

=()Fs1+WT(s)W0'(s)e-ts

（3-2）

如果分母中的e-ts项可以除去，情况就大有改善，迟延对闭环极点的不利影响将不复存在。

-tsSmith预估补偿方案主题思想就是消去分母中的e项，实

现的方法是把对象的数字模型引入到控制回路之内，设法取得更为及时的反馈信息，以改进控制品质，这种方案可按不同的角度进行解释说明，下面从内模（模型置于回路之内）的角度来介绍。Smith预估器补偿原理图如图3-2所示。

图3-2 Smith预估补偿控制原理图

在图3-2中W0'(s)是对象除去纯迟延环节e-ts以后的传递函数，Ws'(s)是Smith预估补偿器的传递函数，假若系统中无此补偿器，则由调节器输出m(s)到被调量Y(s)之间的传递函数为：

Y(s)=W0'(s)e-ts m(s)

上式表明，受到控制作用之后的被调量要经过纯迟延t之后才能返回到调节器。若系统采用预估补偿器，则调节器m(s)与反馈到调节器的Y'(s)之间传递函数是两个并联通道之和，即

Y'(s)=W0'(s)e-tst+Ws'(s)m(s)

（3-3）

为使调节器采集的信号Y'(s)不至迟延t，则要求式（3-3）为

Y'(s)=W0'(s)e-tst+Ws'(s)=W0'(s) m(s)

从上式便可得到预估补偿器的传递函数为：

Ws'(s)=W0'(s)(1-e-ts)

（3-4）

一般称式（4-4）表示的预估器为Smith预估器。其实施框图如图4-3所示，只要一个与对象除去纯迟延环节后的传递函数Ws'(s)相同的环节和一个迟延时间等于t的纯迟延环节就可以组成Smith预估模型，它将消除大迟延对系统过度过程的影响，使调节过程的品质与过程无迟延环节时的情况一样，只是在时间坐标上向后推迟的一个时间t。

图3-3 Smith补偿系统方框图

从图3-3可以推出系统的闭环传递函数为

''??s??Y(s)'??s1?WT(s)W0?s??WT(s)W0(s)e?W(s)e R(s)0??1?WT(s)W0'(s)??

=W

（3-5） '0(s)e??s?WT(s)W0'(s)e??s??1?? '?1?WT(s)W0(s)?=W0'(s)e-ts[1-W1(s)e-ts]

WT(s)W0'(s) W1(s)='()()1+WTsW0s

式中W1(s)为无延迟环节时系统闭环传递函数。

Y(s)WT(s)W0'(s)e-ts

==W1(s)e-ts

'R(s)1+WT(s)W0(s)

（3-6）

由式（3-6）可见，对于随动控制经预估补偿，其特征方程中已消去了e-ts项，即消除了纯迟延对系统控制品质的不利影响。至于分之中的e-ts仅仅将系统控制过程曲线在时间轴上推迟了一个t，所以预补偿完全补偿了纯迟延对过程的不利影响。控制品质与被控过程无纯迟延完全相同。

对于定值控制，由式（3-5）可知，闭环传递函数由两项组成。第一项为扰动对象只有t>2t时才产生控制作用，当t?2?时无控制作用。所以Smith预估补偿控制应用于定值控制其效果不如随动控制。不过，从系统特征方程看，预估补偿方案对定值控制系统品质的改善还是有好处的。

下面以传递函数 W01?2e?50s为对象进行仿真研究： 1?90s

其调节器为PI调节器，即WT?s??1?1?1???。用衰减曲线法整??Tis?

定参数得??4.1;Ti?55， 加上Smith预估器用MATLAB进行仿真，其结构图如图3-4所示，其仿真曲线如图3-5所示。

图3-4 史密斯预估器控制的系统Simulink结构图

把对象传递函数中的迟延时间由50s改为40s，再次进行仿真得到的仿真曲线如图3-6所示。

由仿真图3-5与图3-6相比较得到，由图3-5可以看出Smith预估器使控制品质大大提高，系统的特性非常好。但是它对模型的误差十分敏感，当系统参数变化时，由于控制参数不能随之而变化，不能对受控过程参数做出适时调整，从而时过程的品质指标恶化。适应性不强，也就是鲁棒性非常差。

由于主蒸汽温度被控对象的参数会随着时间的变化而产生变化，所以我们需要的是鲁棒性好的控制系统，要进一步探讨别的方法。

3.2 史密斯预估补偿器的改进

由于Smith预估器对模型的误差十分敏感，因而难于在热工过程控制中广泛应用，如何克服Smith预估器的这个不足至今仍使研究的课题之一。

图3-5 在对象参数准确情况下史密斯预估器控制阶跃响应的

曲线

图3-6 改变对象参数后的仿真图

3.2.1 抗干扰的Smith预估器

如果在史密斯补偿回路中增加一个反馈环节Wf(s)如图3-7

所示，则系统可以达到完全抗干扰的目的。由图3-7可看出被调量Y(s)对干扰F(s)的闭环传递函数为：

''??s??1?W(s)W(s)?W(s)W(s)1?eY(s)f00T'??s ?W0(S)e?''??s'??s?F(s)1?W(s)W(s)?W(s)W(s)1?e?W(s)W(s)e??f00TT0??

?W(S)e'

0??s?1?Wf(s)W0'(s)?W0'(s)WT?''1?W(s)W(s)?W(s)WT(s)?f00?(s)?1?e????s?????

（3-7）

图3-7 实现完全抗干扰的史密斯补偿器

若要完全不受干扰F(s)的影响，则只要上式中分子为零，即

1+Wf(s)W0'(s)+W0'(s)WT(s)(1-e-ts)=0

由此可以得到新增反馈环节Wf(s)为

1+W0'(s)WT(s)(1-e-ts)Wf(s)=-W0'(s)

(3-8)

再写出上述系统中被调量Y

Y(s)WT(s)W0'(s)e-ts

=R(s)1+Wf(s)W0'(s)+W0'(s)WT(s)(1-e-ts)+WT(s)W0'(s)e-ts

(s)对设定值R(s)的闭环传递函数为

WT(s)W0'(s)e-ts

=1+Wf(s)W0'(s)W0'(s)WT(s)

（3-9）

将（3-8）式代入（3-9）式后可以得到一个很有意义的结论，即

Y(s)WT(s)W0'(s)e-ts

==1'-ts()()()RsWTsW0se

（3-10）

这就是说如果Wf(s)完全满足式（3-8），则系统可完全跟踪设定值。而且对干扰F(s) 还可以无差的进行补偿。只是Wf(s)完全实现不是很容易的，尤其在对象用高阶微分方程来描述时更是如此。但是这个结论对改善史密斯补偿器的抗干扰能力还是有指导意义的。

3.2.2 增益自适应补偿方案

图3-8 增益自适应补偿方案

Smith预估补偿控制实质上是PID调节器连续地向补偿器传

送信号，作为输入而产生补偿器输出。补偿器与过程特性有关，而过程的数学模型与实际过程特性之间又有误差，所以这种控制方法的缺点是模型的误差会随时间积累起来，也就是对过程特性变化的灵敏度很高。为了克服这一缺点，可采用增益自适应预估补偿控制。

增益自适应补偿方案方框图如图3-8所示。它在Smith补偿模型之外加了一个除法器，一个导前微分环节和一个乘法器。除法器是将过程的输出值除以模型的输出值。导前微分环节的Td=t，它将使过程与模型输出之比提前进入乘法器。乘法妻是将预估器的输出乘以导前微分环节的输出，然后送到调节器。这三个环节的作用量要根据模型和过程输出信号之间的比值来提供一个自动校正预估器增益的信号。由图3-8所得

Y(s)=[R(s)-D4(s)]WT(s)W0'(s)e-ts

A(s)=Y(s)

B(s)=m(s)Wc(s)e-tms

D4(s)=D1(s)D3(s)

A(s)=m(s)Wc(s)(1+Tds)B(s)

(1+Tds)Y(s) =m(s)Wc(s)m(s)Wc(s)e-tms

=(1+Tds)Y(s)

e-tms

D4(s)1+Tds所以 Y(s)=e-tms

Y(s)?R(s)WT(s)W0`(s)e?ts

`?ts1?Tds1?WT(s)W0(s)ee?tms

若t=tm，则有

Y(s)WT(s)W0'(s)e-ts

=R(s)1+(1+Tds)WT(s)W0'(s)

(3-11)

从以上分析可以看出增益自适应补偿器与Smith补偿器具有同样改善控制性能的效果。

3.2.3 观测补偿器控制方案

图3-9 能观测补偿时控制方案

观测补偿器控制方案如图3-9所示，由图可以得

WT(s)Wo(s)Y(s)?R(s)1?W(s)W(s)KoCT1?WK(s)WC(s)

WC(s)?Wo'(s)Ym

（3-12）

闭环特征方程可由下式求得

1+WC(s)WT(s)1+WK(s)W0(s)=0()()1+WKsWCs

（3-13）

不管对象的时滞有多大，只要WC(s)的模足够小，就有

1+WK(s)W0(s)=11+WK(s)WC(s)

（3-14）

从而闭环特征方程为

1+WC(s)WT(s)=0

（3-15）

这表明系统的稳定性只与观测器WC(s)有关，而与时滞大小无关。若WC(s)=W0'(s)，则式（3-12）与Smith预估补偿控制方式（3-6）相同，表明其控制效果与Smith预估补偿控制的相同。但本方案对于对象参数的变化不敏感，且不需要时滞环节。因此，实施起来方便，适应性强。

对于随动控制系统，本方案可看作由两个随动系统组成。由主控制器WT(s)与W0(s)、WC(s)、WK(s)组成的主随动控制系统，用于使观测器输出值跟踪设定值。由副控制器WK(s) 与WC(s)组成副随动控制系统用于使观测器输出值与系统的输出保持同步。当设定值发生变化时，由于观测器输出Ym尚未变化，所以主控

制器输出一个较强的控制信号，通过前馈作用，使观测器输出较快的跟踪，以减少控制器的偏差，起到超前的控制作用。同时，该控制信号对过程本身也起调节作用，使输出Y较快变化。由于副控制器的控制作用，使观测器输出Ym适应系统输出Y的变化。当主副控制器均为比例积分作用时，整个系统可以达到稳态无余差。

观测补偿器控制方案仅适用于随动控制系统，不适用于定值控制系统；当WK?s?的模很大时，本控制方案与单回路控制系统相同。

3.2.4 改进型Smith预估器

由Hang等提出的改进型预估器，它比原方案多了一个调节器，其方框图如图3-10所示。

图中设过程特性的比例增益K0?1，从图3-10中可以看到，它与Smith补偿器方案的区别在于主反馈回路，其它反馈通道传递函数不是1而是Wf(s)，即

Wf(s)?WT2Ws(s) 1?WT2Ws(s)

图3-10 改进型Smith预估器方框图

改进型Smith预估器方案比原Smith补偿方案多了一个调节器WT2(s)，但其参数整定还比较简单。为了保证系统输出相应无余差，要求两个调节器均PI为动作调节器。其中主调节器WT1(s)只需按模型完全准确的情况下进行整定。至于辅助调节器WT2(s)的整定似乎要复杂一些，但经分析发现，辅助调节器是在反馈通道上，且与模型传递函数Ws(s)一起构成Wf(s)。如果假设Ws(s)是一阶环节。且设Ti2?Ts，即使调节器的积分时间等于模型的时间

常数，则Wf(s)可简化为：

Wf(s)?1

Ts

KT2Ks1? Ts?1fs?1

这样，反馈回路上出现了一个一阶滤波器，其中只有一个整定参数Tf，实质上只有WT2(s)中的比例增益KT2需要整定。

下面我们同样以传递函数 W01?2e?50s为对象对改进型1?90s

Smith预估器进行仿真研究，其Simulink结构图如图3-11所示，仿真图如图3-12所示。