季晨龍，黃雨瑤，李 良

(1.中國人民解放軍海軍裝備部, 北京 100071；2.武漢第二船舶設計研究所, 湖北 武漢 430064)

0 引 言

直流蒸汽發(fā)生器具有結構簡單、熱效率高、機動性好等優(yōu)點，適用于船舶核動力裝置，近年來得到了國內外學者的廣泛研究。其出口蒸汽過熱度影響了熱力循環(huán)效率和管道的安全性等，對蒸汽過熱度的有效控制，為保證船用動力裝置運行的高效性和安全性具有重大意義[1]。目前對于蒸汽過熱度控制的研究相對而言較少，Zhe 等[2]采用飽和輸出反饋耗散控制律調節(jié)氨流量進而控制出口蒸汽過熱度；胡曉杰等[1]采用3 沖量控制方法，將蒸汽溫度、蒸汽流量、主給水流量作為輸入量，主給水閥調節(jié)開度作為輸出量控制蒸汽過熱度；苑源等[3]設計了蒸汽壓力和過熱度控制系統(tǒng)，通過控制主冷卻劑泵轉速控制蒸汽壓力，控制主給水泵轉速控制蒸汽過熱度[3]，仿真結果表明該控制方案是可行的，只是一般情況下不控制冷卻劑泵轉速。已有的方法因應用的局限性和控制效果不足，均未滿足船用動力裝置要求。

本文在大-小閥切換系統(tǒng)的框架下研究直流蒸汽發(fā)生器過熱度控制問題。介紹蒸汽過熱度模型及過熱度控制策略，根據(jù)大-小給水閥的配置，提出2 種過熱度切換控制策略，并采用工程算例對提出的切換控制策略進行對比驗證。

1 蒸汽過熱度控制策略

直流蒸汽發(fā)生器給水流量到出口蒸汽流量的傳遞函數(shù)[4]：

表1 參數(shù)說明表Tab.1 Parameter description table

基于對蒸汽過熱度模型的分析，蒸汽過熱度通過給水流量控制實現(xiàn)，給水流量通過給水閥進行調節(jié)。但實際工程中給水泵轉速、蒸汽壓力等因素也很容易引起給水流量的波動，故引入串級控制系統(tǒng)，提升給水流量控制的穩(wěn)定性，改善控制系統(tǒng)的控制效果。圖1為蒸汽過熱度的控制框圖，控制邏輯過程如下：1）根據(jù)當前蒸汽溫度、壓力，計算當前蒸汽過熱度ΔT；2）根據(jù)蒸汽過熱度設定值，計算蒸汽過熱度偏差；3）根據(jù)過熱度偏差，計算給水流量需求值Q*w（控制器1 實現(xiàn)）；4）根據(jù)當前給水流量測量值，以及給水閥流量特性，計算給水調節(jié)閥輸出開度（控制器2 實現(xiàn)）。

圖1 直流蒸汽發(fā)生器蒸汽過熱度控制框圖Fig.1 Diagram of steam superheat control of once-through steam generator

2 基于大-小給水調節(jié)閥切換的直流蒸汽發(fā)生器過熱度控制

如圖2 所示，船用核動力裝置采用大-小給水調節(jié)閥并聯(lián)配置的方式保證直流蒸汽發(fā)生器的機動性和精確性。對于大-小給水調節(jié)閥并聯(lián)的配置，控制系統(tǒng)存在分程切換、開度分解2 種控制方式，前者在單個控制周期內只有單臺閥動作，后者則同時動作。

圖2 直流蒸汽發(fā)生器蒸汽過熱度控制框圖Fig.2 Diagram of steam superheat control of once-through steam generator

2.1 大-小給水調節(jié)閥分程切換策略

分程控制系統(tǒng)是指由1 個調節(jié)器的輸出去帶動2 個或2 個以上的調節(jié)閥[5]。蒸汽過熱度控制系統(tǒng)中大小給水調節(jié)閥的控制作用相同，其分程控制示意圖與圖3 一致。由圖中可知，分程控制系統(tǒng)中存在1 個分程點m，在調節(jié)器輸出信號達到分程點之前，小閥的開度隨控制器輸出信號的增大而增大，當輸出信號達到分程點時，小閥同時達到滿量程并保持該狀態(tài)不變；輸出信號大于分程點時，大閥的開度隨控制器輸出的增加而增大直至達到滿量程。

圖3 分程控制示意圖-閥門同向動作Fig.3 Schematic diagram of split control - valves act in the same direction

2.2 大-小給水調節(jié)閥開度分解切換策略

為了保證全工況給水的精確性和快速性，提出大-小給水調節(jié)閥開度分解切換策略，即在單個控制周期內將2 種不同尺度的控制方式作用于同一控制對象。圖4 為其控制框圖，邏輯過程如下：根據(jù)系統(tǒng)運行數(shù)據(jù)和過熱度控制邏輯得到給水流量需求值（控制器1 實現(xiàn)），需求值與當前給水流量信號作偏差，將得到的偏差信號e分解為小尺度的偏差信號e1和大尺度的偏差信號e2（偏差分解模塊實現(xiàn)）。其中，小尺度的偏差信號e1送至給水調節(jié)小閥控制器，通過調節(jié)小閥開度消除該項偏差；大尺度偏差信號e2送至給水調節(jié)大閥控制器，通過調節(jié)大閥開度消除該項偏差。

圖4 開度分解切換控制框圖Fig.4 Opening decomposition switching control diagram

其中，偏差分解模塊將偏差信號分解方式為：

sign 為求符號運算，mod 為求模運算，m為信號分解的閾值，閾值根據(jù)具體閥門流量特性進行選擇。

3 仿真驗證

為了比較2 種切換控制策略的控制效果，采用工程算例進行驗證，控制器均選用PI 控制器。其中給水調節(jié)大小閥均取線性閥，由于為并聯(lián)配置，其兩端壓差一致，考慮該壓差不變，則取閥門開度與給水流量的關系如下：

式中：l為閥門開度；Q大和Q小為閥門開度為l時通過給水調節(jié)大閥、小閥的流體流量，t/h。

為了區(qū)分給水大小閥的精度，取大閥開度的精度為1%，即分度值為1%×232=2.32，而小閥開度的精度為0.5%，即分度值為0.5%×58=0.29。

為了定量地評判控制系統(tǒng)的控制效果，引入性能指標函數(shù)如下[7]：

該指標包括了控制過程中的快速性和精確性指標，適合本章的評判準則。當控制系統(tǒng)的指標函數(shù)值越小，其控制效果越好。

3.1 給水調節(jié)大閥的控制系統(tǒng)仿真

首先考慮只用給水調節(jié)大閥調節(jié)給水流量的情況，設定過熱度的控制指標為35，以式（7）為指標函數(shù)對PI 控制器的控制參數(shù)進行整定，則通過線性尋優(yōu)得到的結果如下：

根據(jù)控制參數(shù)，得到的控制系統(tǒng)仿真結果如圖5所示。設定初始給水流量較小，過熱度值較大，此時給水閥快速補水出現(xiàn)了較大超調，在10 s 時基本穩(wěn)定達到設定值。為了檢測控制系統(tǒng)的抗干擾能力，在60 s時加入了擾動信號，過熱度增大，控制器調節(jié)給水閥增大開度進行補水，系統(tǒng)在155 s 時再次達到穩(wěn)定狀態(tài)，調整時間較長?？刂葡到y(tǒng)的性能指標函數(shù)值為3.260 0E+04，可知該系統(tǒng)抗干擾能力較差。圖中過熱度一直存在較小的波動，該波動是由給水調節(jié)大閥的精度引起的。

圖5 單個給水閥的控制效果Fig.5 Control effect of single feed valve

3.2 大-小給水調節(jié)閥分程控制仿真

對于分程控制系統(tǒng)，最重要的是找到合適的分程點，使大小給水調節(jié)閥切換時整個流量管路的流量不引起突變，且盡量保持整個管路的流量特性曲線平滑[5]。由于本節(jié)選取的給水調節(jié)大小閥均為線性閥門，將大小閥并聯(lián)管路看成一個整體，則總管路的理想流量特性也為線性。根據(jù)給水調節(jié)閥開度與流量的關系式，則并聯(lián)管路的理想流量特性公式為[6]：

由于并聯(lián)后管路最大總流量為 2 個閥門最大流量相加，最小流量為2 個閥門最小可調節(jié)流量相加。故邊界條件為：當I=0 時，Q理,0=Q小,0+Q大,0=10，當I=1 時，Q理,0=Q大,100+Q小,100=240+60=300，代入上式有

則式（11）為并聯(lián)管路的理想流量特性公式，而當分程點為m時，實際并聯(lián)管路的總流量為[5]：

選取不同的分程點m，可得到不同的并聯(lián)管路流量特性曲線，若得到的曲線與理想流量特性曲線Q理差距最小，并聯(lián)管路總流量的曲線平滑性也能得到保障，即

根據(jù)式（13）和式（14）進行線性尋優(yōu)得到的最優(yōu)分程點為m=20%。圖6 為選擇不同分程點時管路的流量特性曲線，從圖中可以看出與m=10% 和m=60%相比，當選擇20%為分程點時，期望曲線與實際得到的并聯(lián)管路流量特性曲線的面積差最小，且得到的流量特性曲線也最平滑。

圖6 不同分程點得到的并聯(lián)管路流量特性曲線Fig.6 Flow characteristic curves of parallel pipelines obtained at different range points

基于分程控制策略和已辨識的模型建立仿真模型，并以需求開度信號m=20%為切換信號。根據(jù)線性尋優(yōu)的方法，使性能指標函數(shù)最小時，得到的控制系統(tǒng)參數(shù)值為：

圖7 為大小給水調節(jié)閥分程控制的仿真結果。初始狀態(tài)，過熱度較高，大小閥很快達到滿量程，導致過熱度快速降低，并低于設定值，在一段時間的超調后，閥門開度減少，小閥進行流量調節(jié)，過熱度在40 s時達到預設值并保持穩(wěn)定。在60 s 時加入了同樣的階躍擾動信號，小閥達到滿量程，大閥增加開度進行補水，系統(tǒng)的穩(wěn)定時間為20 s。且經(jīng)仿真，JITAE(2)=2.6336E+04，比單個調節(jié)閥控制系統(tǒng)的控制效果好。分程控制系統(tǒng)在進行大量快速補水時調節(jié)大閥開度，少量精確補水時調節(jié)小閥開度，能很好的改善控制效果。由于分程系統(tǒng)在小閥開滿之后加入大閥進行調節(jié)，避免了給水管路中因大小閥切換帶來的給水流量大幅波動，使系統(tǒng)相對穩(wěn)定，且控制系統(tǒng)出現(xiàn)擾動時，抗干擾能力也較強，能快速保持系統(tǒng)穩(wěn)定。

3.3 大-小給水調節(jié)閥開度分解切換控制仿真

同樣以性能函數(shù)為指標，通過線性尋優(yōu)的方法得到偏差分解模塊中信號分解閾值m為0.758，控制器參數(shù)如表2 所示。

表2 開度分解切換控制系統(tǒng)PI 參數(shù)Tab.2 PI Parameters of opening decomposition switching control system

對該控制策略進行仿真，控制系統(tǒng)仿真結果如圖8所示。初始狀態(tài)，蒸汽過熱度較大，總給水流量需求值為58。根據(jù)圖4 開度分解切換控制框圖，其中小閥的調節(jié)量為0.392，大閥的調節(jié)量為57.608，大小閥同時進行調節(jié)，系統(tǒng)在30 s 時過熱度達到穩(wěn)定狀態(tài)。在60 s 時加入擾動信號，需求流量變化幅度較小，處于緩慢增長的狀態(tài)，此時流量偏差值小于閾值，小閥緩慢動作了0.5%的開度，直至在75 s 時給水偏差值達到大閥的調節(jié)范圍內，大閥較快補水，使流量偏差值再次小于閾值，重復之前的控制流程。由于調節(jié)過程太緩慢，系統(tǒng)在200 s 時才接近穩(wěn)定狀態(tài)。性能指標函數(shù)為易知控制效果較差。未加入擾動時，開度分解控制系統(tǒng)的調節(jié)能力與前2 種系統(tǒng)相差不大，但其抗干擾能力較差，加入擾動信號后需求流量值變化緩慢，給水小閥進行調節(jié)，小閥精度上的優(yōu)勢未能彌補控制過程的緩慢，因此整體控制效果較差。

圖8 大小調節(jié)閥分程控制仿真結果圖Fig.8 The simulation result of split-range control based on feed valve switching

4 結 語

基于直流蒸汽發(fā)生器蒸汽過熱度模型，本文提出蒸汽過熱度的單變量控制系統(tǒng)架構。針對船用動力裝置直流蒸汽發(fā)生器“大-小”給水調節(jié)閥配置特點，提出基于分程控制的蒸汽過熱度切換控制方法。仿真結果表明，該控制方法在保證穩(wěn)定性的同時，小流量補水時開小閥進行精確跟蹤設定值，流量較大時用大閥進行快速調節(jié)，保證了給水的快速性和準確性，滿足船用動力裝置要求[8]。