Автоматизация управления трубчатыми печами - Хасмамедов Ф.И.

Автор: Хасмамедов Ф.И.

Теги: методы и оборудование для термической обработки теплотехника оптимизация промышленные печи автоматизация производства трубчатые печи

Год: 1980

Похожие

Трубчатые печи нефтегазопереработки и нефтехимии: Учебное пособие

Технология газовой серы

Расчеты основных процессов и аппаратов нефтепереработки. Справочник

Процессы и аппараты нефтегазопереработки

Текст

ф.И. ХАСМАМЕДОВ

Автоматизация
управления
трубчатыми
печами

МОСКВА «ХИМИЯ» 1980
6П7.1

Х24

УДК 66.041.544

| Хасмамедов Ф. И. |

Автоматизация управления трубчатыми пе-
чами. М..: Химия, 1980.—216 с., ил.

В книге описаны системы автоматического регулирова-
ния режимов работы пламенных и беспламенных трубчатых
печей и оптимизации управления ими. Наряду с анализом
физической сущности тепловых и технологических процессов,
протекающих в печах, рассмотрены непрерывное автоматиче-
ское измерение состояния сырья на выходе из печей, к. п .д.
трубчатых печей и другие показатели эксплуатации печей раз-
личных конструкций (одно- и многокамерных, одно- и мно-
гопоточных). Приведены результаты промышленных исследо-
ваний и внедрения разработанных автоматизированных си-
стем управления трубчатыми печами.

Книга предназначена для инженерно-технических и науч-
ных работников нефтеперерабатывающей и нефтехимической,
нефтяной, газовой и химической отраслей промышленности.
Оиа может также служить пособием для преподавателей и
студентов вузов.

216 с.; 112 рис.; 10 табл.; список литературы 216 ссылок.

31406-110

Х пкЪ/nii вп 110.80.2803020300
0о0(01J-oO

Предисловие . .......................... ..................... 7

Глава 1. Трубчатые печи как сложные тепловые объекты управления 9

1.1. Назначение и типы трубчатых печей............................... 9

1.2. Технологические и теплотехнические особенности трубчатых печей . 9

1.3. Процесс горения и передача тепла в трубчатых печах .... 10

1.4. Классификация трубчатых печей и их камер как объектов автома-
тического управления ...............................................13

1.5. Автоматизация трубчатых печей......................... 16

Глава 2. Автоматическое измерение состояния сырья на выходе из
трубчатых печей..................................................... 18

2.1. Выбор метода определения доли отгона на потоке..................18

2.2. Унифицированный алгоритм для определения доли отгона на вы-
ходе из трубчатых печей.............................................19

2.3. Аналоговое пневматическое устройство для непрерывного автомати-
ческого измерения доли отгона на потоке ............................21

2.4. Универсальный функциональный преобразователь датчиков техноло-
гических параметров ................................................25

2.5. Промышленная информационно-измерительная система для непре-
рывного автоматического измерения доли отгона на потоке ... 26

2.6. Определение оптимальных значений технологических параметров,
обеспечивающих требуемое значение доли отгона.......................28

Глава 3. Системы управления технологическими режимами трубчатых
печей и методы их расчета............................................31

3.1. Критерии, характеризующие технологический режим трубчатой печи 31

3.2. Анализ автоматических систем регулирования (АСР) температуры
сырья на выходе из трубчатой печи...................................31

3.3. Классификация и структурный синтез АСР, поддерживающих в труб-
чатых печах заданные долю отгона и температуру сырья на выходе 33

3.4. Методы расчета одноконтурных АСР................................43

3.5. Методы расчета двухконтурных каскадных АСР......................51

3.6. Критерий выбора типа каскадно-связанной АСР.....................57

3.7. Методы расчета каскадно-связанных АСР...........................58

Глава 4. Разработка средств и промышленных автоматических систем
управления трубчатыми печами — сложными технологиче-
скими объектами с запаздыванием......................................64

4.1. Управление сложными технологическими объектами с запаздыванием 64

4.2. Аналоговые пневматические устройства компенсации чистого запаз-
дывания промышленных объектов.......................................75
4.3. Структурный синтез оптимальных систем автоматического управле-
ния для сложных технологических объектов с запаздыванием . . 81

4.4. Пневматические оптимальные регуляторы для систем автоматического
управления сложными технологическими объектами с запаздыванием 86

4.5. Параметрический синтез оптимальных систем автоматического управ-
ления для типовых технологических объектов управления с само-
выравниванием ........................................................ 97

Глава 5. Автоматическое определение к. п. д. и полезного тепла труб-
чатых печей................................................106

5.1. Непрерывное автоматическое определение к.п.д. топок и трубчатых
печей.................................................................106

5.2. Унифицированные алгоритмы для определения к. п. д. топок труб-
чатых печей...........................................................108

5.3. Унифицированные алгоритмы и номограммы для определения к. п. д.
трубчатых печей .................................................ИО

5.4. Аналоговые пневматические устройства для автоматического измере-
ния к.п.д. трубчатых печей 125

5.5. Аналоговые пневматические функциональные преобразователи для

определения качественных показателей топлив.................138

5.6. Промышленные информационно-измерительные системы для автома-
тического определения к.п.д. трубчатых печей.....................145

5.7. Результаты промышленных исследований.............................147

Глава 6. Управление экономичностью процесса горения в трубчатых
печах.................................................................149

6.1. Постановка задачи и анализ методов управления экономичностью про-
цесса горения в сложных тепловых объектах.............................149

6.2. Основные факторы, влияющие на коэффициент избытка воздуха в
трубчатых печах ......................................................152

6.3. Аналоговые пневматические устройства для автоматического измере-
ния коэффициента избытка воздуха...............................153

6.4. Экономия топлива в трубчатых печах..............................157

6.5. Синтез систем управления экономичностью процесса горения в труб-
чатых печах ..............................................160

6.6. Промышленные многосвязные системы управления экономичностью
процесса горения в трубчатых печах...............................167

Глава 7. Оптимизация режимов работы трубчатых печей 177

7.1. Оптимизация технологических процессов............................177

7.2. Трубчатые печи как объекты оптимизации. Выбор критерия оп-
тимизации ............................................................178

7.3. Синтез промышленных многосвязных автоматических систем управ-
ления, обеспечивающих оптимальный тепловой и технологический ре-
жимы трубчатых печей..................................................189

7.4. Методы и системы оптимального управления процессом горения в

сложных тепловых объектах при предельно малом избытке воздуха 200

Литература ...........................................................204

Предметный указатель..................................................212
ПРЕДИСЛОВИЕ

В настоящее время основными путями технического прогрес-
са в нефтепереработке, нефтехимии и химии являются увеличе-
ние мощности и повышение экономической эффективности техно-
логических установок, снижение себестоимости целевых продук-
тов и улучшение качества товарных продуктов. Качество и коли-
чество получаемых продуктов, а также технико-экономические
показатели всей установки в значительной степени зависят от теп-
лового и технологического режимов трубчатой печи, что делает
очевидной практическую ценность и актуальность решаемой в
данной книге проблемы.

Уровень автоматизации трубчатых печей, являющихся одним
из основных аппаратов большинства технологических установок в
нефтеперерабатывающей, нефтехимической и химической промыш-
ленности, существенно уступает уровню, достигнутому для дру-
гих аппаратов технологических установок. Это может быть объ-
яснено следующими основными причинами:

1) недостаточной изученностью технологических и теплотех-
нических особенностей трубчатых печей как сложных тепловых
объектов управления;

2) отсутствием математических моделей и алгоритмов управ-
ления трубчатыми печами различных типов;

3) отсутствием методов, алгоритмов и устройств как для оп-
ределения основных качественных параметров, характеризующих
тепловой и технологический режимы трубчатых печей, так и для
непрерывного измерения на потоке доли отгона, характеризую-
щей состояние сырья и являющейся основным управляемым пара-
метром;

4) отсутствием необходимых технологических средств и прак-
тических инженерных методов расчета, позволяющих синтезиро-
вать эффективные, высококачественные и быстродействующие ав-
томатические системы управления.

Решению части этих комплексных задач и посвящена данная
книга. В ней изложены проблемы, связанные с разработкой
средств, систем и методов автоматического регулирования и
управления режимами пламенных и беспламенных, одно- и мно-
гокамерных, одно- и многопоточных трубчатых печей. Наряду с
анализом физической сущности тепловых и технологических про-
цессов, протекающих в трубчатой печи, рассматриваются как не-
прерывное автоматическое измерение состояния сырья на выходе
из трубчатой печи, к. п.д. топки и трубчатой печи, так и другие
параметры, характеризующие тепловой и технологический режи-
мы, даются экономические характеристики эксплуатации трубча-
тых печей.

Объем книги не позволил включить результаты работ по иден-
тификации и математическому моделированию, а также исследо-
ваний трубчатых печей как объектов многосвязного управления.
Не нашло также отражения применение принципов инвариантно-
сти и автономности при разработке высококачественных и высо-
коэффективных систем управления типовыми промышленными
трубчатыми печами.

Решены задачи структурного и параметрического синтеза оп-
тимальных систем автоматического управления для сложных тех-
нологических объектов с запаздыванием, которыми являются
трубчатые печи.

Приведены результаты промышленного исследования и внед-
рений разработанных технических средств и синтезированных си-
стем управления.

Книга обобщает результаты научных и практических исследо-
ваний автора в области автоматизации трубчатых печей, которые
ведутся с начала 60-х годов.

Пользуясь случаем, автор приносит свою глубокую благодар-
ность чл.-кор. АН АзССР, докт. техн, наук проф. И. А. Ибра-
гимову, под руководством которого было решено большинство
задач, рассмотренных в данной монографии. Автор выражает
также признательность рецензенту канд. техн, наук В. А. Тара-
сову за ценные замечания и советы, которые были учтены при
подготовке рукописи к изданию.
ГЛАВА 1

ТРУБЧАТЫЕ ПЕЧИ КАК СЛОЖНЫЕ
ТЕПЛОВЫЕ ОБЪЕКТЫ УПРАВЛЕНИЯ

1.1. НАЗНАЧЕНИЕ И ТИПЫ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Одним из основных аппаратов нефтеперерабатывающей, нефтехимической
и химической отраслей промышленности являются трубчатые печн, которые
оказывают значительное влияние на режим работы всех последующих аппара-
тов технологической цепи.

Назначение трубчатых печей сводится к тому, чтобы сообщить нефтяному
сырью необходимое количество тепла, обеспечивающее испарение из него за-
данного процента фракций, являющихся целевым продуктом для данной за-
водской установки; в основном они применяются при следующих операциях:

1) при нагревании технологических жидкостей или газов (нагрев и вакуум-
ная перегонка, перегрев пара и т.п.);

2) при нагревании или выпаривании веществ, служащих для переноса теп-
ла, например неорганических солей, минеральных масел и др.;

3) для сообщения реакционного тепла эндотермическим реакциям путем
прямого нагрева реакционного пространства (термический крекинг, пиролиз бен-
зинов. пиролиз этан-пропановой смеси, коксование и лр.) или перегрева ве-
ществ, поступающих в реактор адиабатического типа (производство стирола,
дегидрогенизация бутенов, риформинг бензинов и т.п.).

В настоящее время имеются трубчатые печи различных типов. По техно-
логическим признакам они разделяются на нагревательные и нагревательно-ре-
акционные. К нагревательным относятся печи, обеспечивающие:

1) напрев сырья без его испарения;

2) нагрев и испарение сырья;

3) вакуумную перегонку мазута;

4) вторичную перегонку крекинг-дистиллята;

5) нагрев сырья установок депарафинизации;

6) нагрев раствора остаточных масел;

7) замедленное коксование.

К нагревательно-реакционным относятся трубчатые печи:

1) крекинг-процесса;

2) процесса полимеризации;

3) пиролизных установок;

4) специальные.

По способу 'передачи тепла трубчатые печи подразделяются на конвекцион-
ные, радиантные и .радиантно-конвекционные.

Подавляющее большинство трубчатых печей относится к радиантно-конвек-
ционному типу. Конвекционные или радиантные печи применяются редко. Труб-
чатые печи большой тепловой 'мощности, а также печи для нагрева нескольких
потоков до разных температур имеют несколько камер радиации и конвекции.

1.2. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ И ТЕПЛОТЕХНИЧЕСКИЕ

ОСОБЕННОСТИ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Основными технологическими и теплотехническими особенностями трубча-
тых печей являются следующие:

1) одновременная передача тепла тремя способами, различающимися по
физическим особенностям: теплопроводностью, конвекцией и излучением;
2) однократное испарение, обеспечивающее более глубокий отгон при за-
данной конечной температуре нагрева сырья или достижение заданного отгона
при более низкой температуре;

3) большая скорость прохождения сырья через печной змеевик, обеспечи-
вающая высокие коэффициенты теплопередачи;

4) высокие тепловая эффективность и тепловая мощность;

5) непродолжительное (не превы-
шает нескольких минут) пребывание
сырья в зоне высоких температур, что
уменьшает возможность разложения
сырья и коксоотложения в трубах; при
необходимости последнее обстоятельство
позволяет нагревать сырье до более вы-
сокой температуры;

Рис. 1-1. Схема трубчатой печи с конт-
рольными точками, характеризующими
ее тепловой режим.

6) меньшая пожарная опасность вследствие того, что в зоне нагрева еди-
новременно находится относительно небольшое количество нефтепродуктов.

Тепловая работа трубчатой печи в наибольшей мере характеризуется и оп-
ределяется ее температурным и тепловым режимами.

Температурный режим трубчатых печей является одним из показателей
эффективности их работы. Важнейшими точками контроля являются: (рис. 1-1)
температуры на входе сырья в змеевик печи (1), на выходе сырья из змеевика
печи (5), на входе топочных газов в боров печи (2), над перевальной стен-
кой (6), на входе сырья в радиантную камеру (7), на входе водяного пара в
пароперегреватель (5) и на выходе водяного пара из пароперегревателя (4).
Для обеспечения установки водяным паром в трубчатой печи устанавливают
пароперегреватель.

Температура сырья на входе в трубчатую печь зависит от системы регене-
рации тепла на установке и не превышает 150—250 °C. Чем выше температура
поступления сырья в трубчатую печь, тем выше температура уходящих топоч-
ных газов и, следовательно, тем ниже к.п.д. трубчатой печи. Рекуперация
тепла уходящих топочных газов позволяет несколько увеличить к. п. д. трубча-
той печи путем ввода горячего воздуха в ее топку.

Температура на выходе сырья из змеевика печи зависит от природы сырья,
давления на выходе из печи и заданной глубины отбора.

Температура топочных газов, направляющихся в боров и (далее в дымовую
трубу, зависит от температуры поступающего в печь сырья и превышает ее на
120—160 °C.

Температура топочных газов над перевальной стенкой зависит от доли теп-
ла, передаваемого радиацией (прямая отдача), рода топлива, избытка воздуха
и конструкции печи.

Температура водяного пара, поступающего в пароперегреватель, зависит от
его состояния (мятый, насыщенный или перегретый). Параметры поступающего
пара влияют на его температуру на выходе из пароперегревателя.

1.3. ПРОЦЕСС ГОРЕНИЯ И ПЕРЕДАЧА ТЕПЛА

В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ

Топливом для трубчатых печей служит газ, мазут или комбинация этих
видов топлива. Часто в качестве жидкого топлива применяются крекин-оста-
ток, тяжелые флегмы и другие отходы производства.
Оборудование для сжигания топлива обеспечивает хранение, подготовку,
подачу топлива к трубчатым печам и устройствам для сжигания (форсунки и

горелки).

Для повышения текучести мазут подогревают до 40—50 °C при
ровне по .рубам, а для лучшего раслыливанпя пр” сжигании — до

Жидкое топливо к форсункам подается центробежными, шее

транспорти-
'! 10 °C.

теренчатыми

или винтовыми насосами. Иногда применяются прямодействующие поршневые
насосы, однако они обеспечивают неравномерную подачу, что ухудшает работу

форсунок.

На распиливание жидкого топлива расходуется значительное количество
пара, который, являясь баластом, снижает температуру факела, приводит к по-
тере тепла с уходящими топочными газами, усиливает коррозию деталей труб-
чатой печи, в особенности при использовании жидкого топлива, содержащего

сернистые соединения.

В трубчатых печах осуществляется раздельная подача топлива и воздуха,
при этом одновременно протекают процессы смесеобразования и сгорания. Чем
лучше контакт между топливом и воздухом, чем быстрее и полнее протекает
процесс сгорания, тем выше (при одинаковых условиях) температура, эконо-
мичнее и производительнее работа трубчатой печи.

Подача воздуха в количествах, необходимых для горения топлива и уда-
ления образовавшихся топочных газов, производится с помощью естественной
или искусственной тяги. Естественная тяга создается одними только дымовыми
трубами.

Искусственная тяга создается при помощи дымососов (вентиляторов), мон-
тируемых в дополнение к имеющимся дымовым трубам, если разрежение, об-
разуемое одними только дымовыми трубами, недостаточно для преодоления
всех сопротивлений, возникающих на пути потока уходящих топочных газов.
Тягу в трубчатых печах можно регулировать шибером.

Разрежение .в борове зависит от высоты дымовой трубы, конструкции печи,
температуры окружающего воздуха, температуры уходящих топочных газов и
потери напора на преодоление сопротивлений на пути патока топочных газов.

При рассмотрении процессов горения необходимо учитывать не только ки-
нетические (физико-химические) факторы, к которым относятся концентрация
реагирующих веществ, давление и температура, но и диффузионные процессы
образования смесей, определяемые аэродинамическими факторами— скоростью по-
токов, геометрической формой и размерами тел, расположенных на пути пото-
ков воздуха и газов, интенсивностью турбулентности, т. е. физическими факто-
рами.

Полное время сгорания т есть сумма времени, затрачиваемого на смешение
топлива с воздухом в камере сгорания Tj, и времени, затрачиваемого на совер-
шение химических реакций

т= Ti + r2 (1-1)

Как в подавляющем большинстве технологических аппаратов, так и в труб-
чатых печах, процессы горения протекают при высоких температурах в диффу-
зионной области, где время смесеобразования практически определяется лишь
гидродинамическими факторами и мало зависит от температуры. Исключение
составляет сжигание газообразного топлива. В условиях высокой температуры
горение газов протекает весьма интенсивно. Реакция горения является очень
быстрой-—практически мгновенной. Это объясняется цепным характером ее
протекания. Согласно теории цепных реакций, разработанной академиком
Н. Н. Семеновым, горение представляет собой цепную реакцию с разветвлен-
ными цепями, при которой каждая активная молекула быстро порождает ряд
новых активных центров, резко ускоряющих ход реакции.

Длина факела, т. е. участка, на котором протекает совмещенный процесс
смешения и горения, зависит от интенсивности смесеобразования. Факел дости-
гает наибольшей длины, когда топливо и воздух подаются в топочное прост-
ранство раздельными струями при ламинарном режиме их движения. В этом
случае имеют дело с диффузионным горением. Если горючая смесь предвари-
тельно очень хорошо приготовлена, то обеспечивается горение, близкое к киие-
тическому, характеризуемое высокой скоростью сгорания и коротким факелом.

Сгорание топлива — это химическая реакция соединения органических ве-
ществ с кислородом. При этом развивается высокая температура (порядка
1500°C и выше). Полное сгорание отдельных элементов топлива идет с обра-
зованием двуокиси углррода, сернистого газа и водяных паров.

При недостаточных количествах кислорода образуются продукты непол-
ного сгорания—окись углерода и свободный углерод, или .сажа.

Для ведения процесса горения в экономичном режиме необходимо обеспе-
чить достаточное количество кислорода в любой точке пламени. Поэтому прак-
тически воздуха подается больше, чем теоретически необходимо для горения.
Избыток воздуха зависит от типа и качества топлива, способа сжигания, кон-
струкции печи, конструкции форсунок и условий сжигания.

Значительное увеличение количества воздуха против оптимального приводит
к росту потерь тепла с уходящими топочными газами, а чрезмерное снижение
количества воздуха увеличивает потери вследствие неполноты сгорания. Пра-
вильность выбора коэффициента избытка воздуха определяет экономичность про-
цесса горения.

В трубчатых печах происходит сложный процесс передачи тепла от рас-
каленных газов к жидкости, протекающей по трубам, причем здесь имеют место
все три способа теплопередачи.

В факельных трубчатых печах нагреваемое вещество поглощает 70—80%
тепла за счет радиации и 20—30% за счет конвекции.

В камере радиации передача тепла осуществляется в основном за счет из-
лучения светящегося факела, раскаленных стенок кладки печи, трехатомных и
двухатомных газов (СО2, Н2О и О2), и сравнительно в небольших количествах
за счет конвекции. Из всего количества тепла, воспринятого радиантными тру-
бами порядка 85-?90% передается излучением.

Рис. 1-2. Схема передачи тепла в камере радиации:

///““ тепло, передаваемое излучением (от зеркала горения и топочных газов) и кон-
векцией; ----/------тепло, передаваемое излучением от стенок кладки;-----------теп-
ло, уходящее с продуктами, и потери;-------------тепло, приходящее с продуктами;

--------тепло, передаваемое сырью от стенок труб.

Схема передачи тепла в радиантных камерах трубчатых печей может быть
приблизительно представлена'следующим образом (рис. 1-2) [170]:

зеркало горения излучает тепло на стенки труб и боковые стенки кладки
камеры;

топочные газы, имеющие высокую температуру, также излучают тепло на
стенки труб и на стенки кладки;

стенки кладки камеры, в свою очередь, излучают тепло на стенки труб;

ори своем движении топочные газы за счет свободной конвекции передают
тепло стенкам труб и стенкам кладки;
тепло, проходя через стенки труб, передается протекающему по ним сырью;
тепло теряется ® окружающую среду, частью с топочными газами, уноси-
мыми в конвекционную камеру, а частью — стенками кладки камеры.

В камере конвекции передача тепла осуществляется конвекцией, излучением
трехатомных газов, а также за счет излучения стенок кладки, причем наиболь-
шее количество тепла передается конвекцией; оно достигает 60—70% общего
количества тепла, передаваемого конвекционным трубам. Передача тепла из-

Рис. 1-3. Схема передачи тепла в камере конвекции;

— Ц-------тепло, передаваемое излучением и конвекцией; остальные обозначения — см.

рис. 1-2.

лучением от топочных газов составляет 20—30%, и, наконец, излучением стенок
кладки конвекционной камеры передается в среднем порядка 10% тепла.

Схема передачи тепла в конвекционной камере трубчатых печей может быть
приблизительно представлена так (рис. 1-3) [170]:

стенки труб, а также кладки получают относительно небольшое количество
тепла за счет излучения трехатомных газов, содержащихся в топочных газах;

при своем движении топочные газы вынужденной конвекцией передают
тепло стенкам труб и кладки;

нагретые боковые стенки кладки, хотя и в относительно небольшом количе-
стве, но излучают тепло на стенки труб; при соприкосновении труб с нагреты-
ми экранированными стенками кладки тепло в относительно небольшом количе-
стве передается на стенки последнего ряда труб также и за счет теплопровод-
ности;

проходя через стенки труб, тепло передается протекающему по ним сырью;

тепло теряется в окружающую среду, частью с топочными газами, уноси-
мыми в дымовую трубу, -а частью — стеиками кладки камеры.

В топках с излучающими стенками, собранными из беспламенных панель-
ных горелок, по сути дела происходит тот же процесс, но с иными, резко от-
личающимися количественными соотношениями теплообмена между факелом,
газообразными продуктами горения, стенками кладки и стенками труб.

В печах с излучающими стенками из беспламенных панельных горелок от
топочных газов на стенки рруб непосредственно излучается только 20—30%
всего тепла; остальные 70—80% сообщаются конвекцией и излучением от то-
почных газов к поверхностям туннелей н неэкранированным стенкам, а уже
от иих — стейкам труб.

1.4. КЛАССИФИКАЦИЯ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ И ИХ КАМЕР

КАК ОБЪЕКТОВ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ

Всестороннее тщательное изучение технологических, теплотех-
нических, конструктивных, динамических и других свойств таких
сложных объектов, как трубчатые печи, показывает, что их
классификацию можно произвести по следующим признакам
[171]:

по назначению: нагревательные (чисто нагревательные и на-
гревательные с частичным испарением) и нагревательно-реакци-
онные;

по способу сжигания топлива: трубчатые печи с пламенным
(факельные) или беспламенным горением (с излучающими стен-
ками кладки);

по способу подачи воздуха: естественной (всасывание из ок-
ружающей среды) и принудительной;

по числу радиантных камер: одно-, двух- и многокамерные;

по числу потоков нагреваемого сырья: одно-, двух- и много-
поточные;

по числу потоков топлива: одно-, двух и многопоточные;

по способу подачи нагреваемого сырья: отдельный насос для
каждого потока сырья; один насос для двух и более потоков сырья;

Трубчатые печи

Рис. 1-4. Классификация трубчатых печей как объектов автоматического управ-
ления:

1 — факельные; 2 — с излучающими стенками кладки; 3 — с подачей воздуха естественным
путем; 4 — с принудительной подачей воздуха; 5 — однокамерные; 6 — двухкамерные; 7 —
многокамерные; 8 — однопоточные; 9 — двухпоточные; 10 — многопоточные; 11 —оба потока
сырья подаются одним насосом; 12— каждый поток сырья подается отдельным насосом;
13— два или более потоков сырья подаются одним насосом; 14 — топливо подается одним
потоком: 15 — топливо подается двумя потоками; 16 — каждый поток сырья последователь-
но проходит через конвекционную и радиантную камеры; 17 — один из потоков сырья
проходит только радиантную камеру; 18 — потоки последовательно проходят конвекционную
и радиантную камеры; 19— некоторые потоки проходят только радиантную камеру.

по способу прохода нагреваемого сырья в двухкамерных и
многокамерных, двух- и многопоточных печах: через конвекцион-
ную и радиантную камеры последовательно; только через ради-
антную камеру; только через конвекционную камеру.
На рис. 1-4 показана классификация трубчатых печей. При’
этом учтены как динамические, так и технологические, теплотех-
нические и конструктивные особенности объекта управления.
В последнее время широким фронтом ведутся исследования по
разработке различных типов и конструкций трубчатых печей для
нефтедобывающей, нефтеперерабатывающей, нефтехимической,

Рис. 1-5. Классификация камер факельных трубчатых печей как объектов авто-
матического управления:

1 — сырье и топливо подаются одним потоком каждое; 2 — сырье подается двумя или
более потоками, топливо — двумя потоками; 3 — сырье подается двумя или более потоками,
а топливо — одним потоком; 4 — сырье и топливо подаются двумя или более потоками;
5 — сырье подается одним потоком, топливо — двумя или более потоками; 6 — каждый по-
ток сырья подается отдельным насосом; 7 — два или более потоков сырья подаются одним
насосом.

химической и газовой отраслей промышленности [62, 104, 139].
Некоторые из них начали серийно выпускаться машиностроитель-
ными заводами [139].

Проведенная классификация значительно упрощает исследо-
вание промышленных трубчатых печей, позволяет ставить вопрос
о разработке обоснованных рекомендаций для рационального вы-
бора класса системы управления.

При исследовании различных типов и конструкций трубчатых
печей можно заметить, что у некоторых из них радиантные или
конвекционные камеры почти одинаковы. Это обстоятельство
дало возможность, рассматривая трубчатые печи с пламенным и
беспламенным горением с точки зрения автоматизации, прийти к
такому выводу: все радиантные камеры трубчатых печей с пла-
менным горением можно разделить на 7 групп, а все радиантные
камеры трубчатых печей с беспламенным горением — на 3 груп-
пы; соответственные конвекционные камеры подразделяются на
8 и 3 группы (рис. 1-5 и 1-6).

Классификацию камер нагревательных трубчатых печей мож-
но произвести по следующим признакам [171]:

по способу сжигания топлива: с беспламенным или пламенным
горением;

по способу подачи воздуха: естественная и принудительная;

по числу потоков нагреваемого сырья: одно-, двух- и много-
поточные;
по числу потоков топлива: одно-, двух- и многопоточные;

по числу насосов для подачи нагреваемого сырья (для двух-
и многопоточных трубчатых печей): каждый поток сырья пода-
ется отдельным насосом; два и более потоков сырья подаются
одним насосом.

Рис. 1-6. Схема клаооификации камер трубчатых печей с излучающими стенка-
ми кладки как объектов автоматического управления:

1 — сырье подается одним потоком; 2 — сырье подается двумя или более потоками; 3 —
каждый поток сырья подается отдельным насосом; 4 — два илн более потоков сырья по-
даются одним насосом.

1.5. АВТОМАТИЗАЦИЯ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

К автоматическим системам управления трубчатых печей долж-
ны предъявляться высокие требования, поскольку их тепловой и
технологический режимы сказываются на работе технологиче-
ской установки, влияют на качество и количество целевого про-
дукта.

Решающим фактором, обеспечивающим высокие технико-эко-
номические показатели технологического процесса, является со-
блюдение оптимальных условий его прохождения. Обеспечение
высокой точности поддержания на оптимальном уровне парамет-
ров, характеризующих качество получаемого продукта, возможно
только при помощи высокоэффективных автоматических систем
управления процессом. В связи с этим проблемы автоматизации
технологических процессов чрезвычайно актуальны. Особенно
важны автоматический контроль и управление процессов со
сложными взаимосвязями, большим числом входных, режимных
и выходных параметров, значительными запаздываниями и боль-
шими постоянными времени. К таким процессам относятся тех-
нологические процессы, происходящие в трубчатых печах.

В настоящее время температура сырья на выходе из трубча-
той печи является единственным критерием оценки состояния про-
цесса. Она постоянно поддерживается на заданном значении.
Поэтому в проектируемых автоматических системах в основном
решается только задача стабилизации выходной температуры
сырья путем изменения расхода топлива, подаваемого в топку.
При этом не учитывается, что управляемый параметр подверга-
ется различного рода возмущающим воздействиям [152, 170], ко-
торые со значительным запаздыванием приводят к отклонению
температуры сырья на выходе из трубчатой печи от заданного
значения. Поэтому такие сишемы не в полной мере решают важ-
неишую задачу — оосспсченис высокой экономичности процесса
горения [156, 170]. Часто стремятся решить эту задачу по кос-
венным показателям — стабилизируют соотношения «топливо —
воздух». Подобная система, хотя и улучшает процесс горения, но
не всегда обеспечивает требуемое качество [157]. Следует отме-
тить, что такая задача решалась только для трубчатых печей,
работающих на газообразном топливе при принудительной пода-
че воздуха. Однако в большинстве трубчатых печей воздух пода-
ется естественно, т. е. поступает из окружающей среды.

Решение проблемы управления тепловым режимом трубчатой
печи намного усложняется при работе на жидком топливе. При
этом возрастает необходимость управления экономичностью про-

цесса горения.

Трубчатые печи, использующие жидкое топливо, не только не
регулируются, зачастую они не имеют даже автоматического
контроля расхода жидкого топлива.

Как известно, экономичность процесса горения обеспечивает-
ся правильным выбором коэффициента избытка воздуха. Однако
до настоящего времени значение этого коэффициента в трубча-
тых печах не только не регулировалось, но даже не контролиро-
Цч валось.

В последнее время в нефтеперерабатывающей, нефтехимиче-
X» ской и химической отраслях промышленности широкое примене-
гч ние нашли многотопочные трубчатые печи. Многотопочные труб-
7^'чатые печи характеризуются наличием взаимосвязанных регули-
^Хдруемых параметров и возмущающих воздействий. Однако при ав-
Чг-щ'оматизации многопоточных трубчатых печей эти их характерные
^особенности не всегда учитываются. Поэтому зачастую проекти-
руемые соответствующие автоматические системы не обеспечива-
ют требуемого качества или становятся неработоспособными.
Наилучшее качество управления такими объектами может быть
получено с применением автономных и автономно-инвариантных
автоматических систем регулирования AGP [48, 56, 164, 168].

Недостаточный уровень автоматизации трубчатых печей свя-
зан с тем, что с точки зрения автоматики как теоретически, так
и экспериментально трубчатые печи очень мало изучены.

Независимо от типа и назначения автоматические системы ре-
гулирования трубчатых печей должны одновременно поддержи-
вать оптимальную долю отгона или температуру сырья на выходе
из трубчатой печи и осуществлять оптимальное управление то-
почным процессом (процессом горения). Только при таком комп-
лексном подходе к управлению трубчатыми печами могут быть
обеспечены требуемые технологический и тепловой режимы их ра-
боты.
ГЛАВА 2

АВТОМАТИЧЕСКОЕ ИЗМЕРЕНИЕ
СОСТОЯНИЯ СЫРЬЯ НА ВЫХОДЕ
ИЗ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

2.1. ВЫБОР МЕТОДА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ДОЛИ ОТГОНА

НА ПОТОКЕ

Технологический режим трубчатых печей характеризуется выходной темпе-
ратурой сырья; для конкретного перерабатываемого сырья он базируется на
интуиции оператора.

При управлении режимом работы трубчатой печи по выходной температуре
сырья принимается, что давление на выходе из печи постоянно. Однако, как
показывают исследования, в зависимости от режима эксплуатации и состояния
печного змеевика, перепад давления в трубопроводе меняется. Поэтому приме-
нение для управления трубчатыми печами системы, алгоритм функционирова-
ния которой содержит предписание поддерживать температуру сырья на выхо-
де из печи на заданном уровне, не всегда обеопечивает удовлетворение .предъ-
являемых требований [186].

Наиболее полно технологический режим трубчатых печей может быть оха-
рактеризован долей отгона — состоянием сырья на выходе из трубчатой печи.

До сегодняшнего дня в промышленности долю отгона определяют путем
однократного испарения в лабораторных условиях. При таком определении доли
отгона не обеспечивается непрерывность и оперативность получения информации
о состоянии сырья. Поэтому переход на новый режим работы, обеспечивающий
требуемое значение доли отгона, обусловленный изменением вида перерабаты-
ваемого сырья и величины нагрузки печи, продолжается несколько часов (ана-
лиз состояния сырья производится через каждые 4 ч). Естественно, в таких
условиях отсутствует всякая возможность непрерывного обеспечения заданного
значения доли отгона.

Как видно из вышеизложенного, при управлении технологическим режи-
мом трубчатых печей в качестве критерия следует принимать не выходную
температуру сырья, а долю отгона — параметр, характеризующий двухфазное
состояние перерабатываемого нефтяного сырья.

Во всех существующих в настоящее время системах управления режим
трубчатых печей поддерживается по выходной температуре сырья. Это дикту-
ется отсутствием какого-либо метода и устройства для непрерывного автома-
тического измерения доли отгона в промышленных условиях.

Определение и непрерывное измерение доли отгона на выходе из трубча-
той печи или на входе в .ректификационную колонну является одним из слож-
ных и мало изученных вопросов.

Для решения задачи определения доли отгона различными авторами наме-
чено несколько подходов. Одним из таких подходов является интерполяционная
оценка фракционного состава [70], в соответствии с которой доля отгона е в
процентах определяется как функция температуры кипения (/к) и относитель-
ной плотности фракции d$

e = d$ (2-1)

Уравнение (2-1) определяет семейство кривых разгонки; каждой из этих кри-
вых соответствует определенное значение параметра d$. При этом не учитыва-
ется влияние изменения давления на долю отгона. Однако, как известно, дав-
ление сырья на выходе из трубчатой печи колеблется в довольно широких пре-
делах и его влияние па долю отгона значительно. Поэтому для определения
доли отгона на выходе из трубчатой печи нельзя ограничиваться только ука-
занными параметрами, необходимо учитывать также давление сырья.

В работе [150] доля отгона нефтей разных месторождений определяется
как функция двух переменных — температуры t и давления р сырья на выходе
из печи:

е = /((.р) (2-2)

Найденная методом множественной корреляции приближенная формула зави-
симости доли отгона сырья на выходе из трубчатой печи для бакинских нефтей
имеет следующий вид [150]:

е = 0,95 (52,4 —44,8р) (0,00625^ — 0,983) (2-3)

Такой подход к определению доли отгона нефтей разных месторождений
и сортов (с помощью одного алгоритма и без учета качественных показателей
перерабатываемой нефти) не оправдывает себя [176]. Например, при исследо-
вании нефтей сураханского месторождения (сураханская обыкновенная, сура-
ханская тяжелая и сураханская масляная) по предложенному алгоритму (2-3)
погрешность аппроксимации составила 8—15%.

В результате проведенных промышленных исследований было установлено,
что долю отгона можно представить в виде функции трех переменных [181,
186]:

е = /(Р, ЛЙ0 (2-4)

где р — давление сырья на выходе из печи, МПа; t — температура сырья на вы-
ходе из печи, °C; d1—относительная плотность сырья.

2.2 УНИФИЦИРОВАННЫЙ АЛГОРИТМ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ

ДОЛИ ОТГОНА НА ВЫХОДЕ ИЗ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Ввод параметра d{ в алгоритм непрерывного определения до-
ли отгона (2-4) значительно усложняет этот алгоритм, а также
требует введения в систему измерения анализаторов величины d.
Как известно, существующие на сегодняшний день анализаторы
обладают большим запаздыванием и требуют высококвалифици-
рованного обслуживания. Помимо этого, как показывает практи-
ка, использование анализаторов в системах измерения и регули-
рования дает удовлетворительные результаты только в тех случа-
ях, когда они являются корректирующими устройствами [170,
186]. Поэтому для решения поставленной задачи долю отгона в
общем случае определяем в виде

e = Kdf(p,t) (2-5)

где к(1 — корректирующий коэффициент, учитывающий плотность,
величина которого зависит от сорта перерабатываемой нефти и
определяется из выражения:

VT еи,(Р> О
Й epi (р, t)
«d=-----п------ (2-6)

где eUi(p, t), epi(p, t) — соответственно истинное и расчетное зна-
чения доли отгона при одинаковых величинах р(МПа) и /(°C),
2* 19
определяемые с помощью кривых разгонок исследуемых нефтей и
из алгоритма (2-11) при к^=1; значение ev(p,t) может быть оп-
ределено также с помощью номограммы (ключ А), представлен-
ной на рис. 2-6; п — число определяемых соотношений

«иг (Р, О/«рг (Р, О (2-7)

В ряде случаев технологические установки перерабатывают
нефтяную смесь, полученную в результате предварительного ком-
паундирования. При этом величина корректирующего коэффици-
ента для нефтяной смеси будет зависеть от процентного содер-
жания каждой нефти в смеси и от величины K’d. Для нефтяной сме-
си корректирующий коэффициент будет определяться из выраже-
ния

Kd = S aiK’d

7=1

(2-8)

где а,- — процентное содержание /-той нефти в смеси; т — число
нефтей различных месторождений в смеси.

Ниже приведены численные значения коэффициента Kd для
13 сортов бакинских нефтей [16, 35]:

Балаханская тяжелая............................0,682

Калинская калинской свиты (df0 =0,8832) .... 0,8325

Балаханская масляная...........................0,966

Биби-Эйбагская легкая в смеси с тяжелой . . . . 0,97

Романинская 2-го сорта........................ 1,0244

Кара-Чухурская верхнего отдела................ 1,0784

Кергезская......................................0,75

Чахнаглярская..................................0,934

Сураханская:
тяжелая..........................................0,98

масляная...................................0,994

обыкновенная............................. 1,05

Калинская калинской свиты (df0 =0,8830) .... 1,138

Кара-Чухурская нижнего отдела..................1,442

Для определения вида и численных значений коэффициентов
функциональной зависимости (2-5) были использованы кривые
ИТК нефтей разных месторождений и данные, полученные в ре-
зультате проведенных промышленных исследований и лаборатор-
ных анализов.

На основе кривых ИТК с помощью графика Обрядчикова и
Смидович [17, 122] были построены кривые ОИ при атмосфер-
ном давлении, зависящие от наклона кривой ИТК исходного дис-
тиллята и температуры 50%-ного отгона по этой кривой.

Как показывают промышленные исследования, давление на
выходе из трубчатой печи колеблется в довольно широких пре-
делах [186]. Поэтому возникает необходимость пересчета кривой
ОИ при одном давлении на какое-либо иное давление. Для этой
цели был использован метод Пирумова и Бейсвенгера [122, 203].
Наименование неФтн Плотность при ' г/см34" Алгоритм для определения доли отгона V, С, р, Mih)
Балаханская тяжелая Калинская (калинской свиты) Балаханская масляная Биби-Эйбатская легкая в сме- си с тяжелой Романинская 2-го сорта Кара-Чухурская верхнего от- дела Кергезская Чахнаглярская Сураханская тяжелая Сураханская обыкновенная Сураханская масляная Калинская (калинской свиты) Кара-Чухурская нижнего от- дела 0,9160 0,8832 0,8820 0,8821 0,8637 0,8537 0,9098 0,9130 0,8870 0,8703 0,8958 0,8830 0,8863 е = 0,73 1 + 264,87 р—0,968 pt—199,64 6 = 0,353 Н-58,66 р—0,307 pt—67,256 6 = 0,27 1 + 21,2 р—0,15 pt—38,004 е = 0,257 1 + 20,92 р—0,196 pt—27,682 6 = 0,384 1 + 42,35 р—0,269 pt—54,781 е = 0,4674 1 + 80,053 р—0,42 pt—90,13 е = 0,482 1+119,97 р—0,52 pt—\ 11,99 е = 0,326 1 + 38,72 р—0,23 pt—54,883 е = 0,356 1 + 45,42 р—0,27 pt—60,227 6 = 0,4673 1+78,23 р—0,39 pt—Q 1,467 е = 0,331 1 + 33,96 р—0,21 pt—53,89 е = 0,2831+-17,24 р—0,161 pt—30,327 е = 0,298 1 + 7,84 р—0,13 pt—17,724

При обработке полученных данных был использован метод
Брандона [97], согласно которому уравнение связи между до-
лей отгона, температурой и давлением нефтяного сырья на выходе
из трубчатой печи, имеет вид произведения отдельных функций:

в = Kd П Л (xt) = (р) f2 (t)

Каждая функция принималась линейной
fl (xi) = ai “i~

(2-9)

(2-10)

Численные значения коэффициентов а, и Ь, определены методом
наименьших квадратов.

Унифицированный алгоритм для определения двухфазного со-
стояния нефтяного сырья, характеризуемого долей отгона, полу-
ченный в результате проведенных расчетов имеет следующий вид:

еи = Kd (0,3831 4- 63,86р — 0,326р1 — 69,1) = Kdep

(2-11)

В табл. 2-1 приведены алгоритмы для 13 сортов бакинских
нефтей, в которых учтены значения корректирующего коэффици-
ента Kd-

2.3. АНАЛОГОВОЕ ПНЕВМАТИЧЕСКОЕ УСТРОЙСТВО

ДЛЯ НЕПРЕРЫВНОГО АВТОМАТИЧЕСКОГО ИЗМЕРЕНИЯ

ДОЛИ ОТГОНА НА ПОТОКЕ

Алгоритм (2-11) был реализован на элементах УСЭППА

[181] . Пределы изменения переменных, входящих в алгоритм
(2-11) и пропорциональные им пневмосигналы, изменяющиеся от
0,2 до 1,0 кгс/см2 (от 0,02 до 0,1 МПа) приведены ниже:

Давление сырья на выходе из печи (р) . . . —0,05—0,5 МПа

Температура сырья на выходе из печи (/)• . • 320—400 °C

Доля отгона (е), % (при Кл = 1)............ 33—77

С учетом диапазона изменения параметров, машинное урав-
нение* для реализации на пневмоэлементах имеет следующий
вид:

ре = 0,637 (pt — 0,2) —0,3668 (рр — 0,2) —

— 0,2963 (pt — 0,2) (рр — 0,2) + 0,4988 (2-12)

Принципиальная схема аналогового пневматического вычисли-
тельного устройства для непрерывного измерения доли отгона
ВУ ДО, реализующего алгоритм (2-12), приведена на рис. 2-1.

ВУ ДО выполнен в едином корпусе (рис. 2-2). Все элементы
размещены на двух платах. На лицевой панели прибора установ-
лены три манометра, показывающие температуру, давление и до-
лю отгона сырья на выходе из трубчатой печи. По показаниям
этих манометров можно определить текущие значения парамет-
ров, входящих в алгоритм (2-11).

ВУ ДО может быть использован в пожаро- и взрывоопасных
условиях при температуре окружающего воздуха от 278,15 до
323,15 К (5—50 °C) и влажности от 30 до 80%. Питание произ-
водится сухим сжатым воздухом, очищенным от пыли и масла;
его давление составляет 0,14 МПа, допустимое отклонение от
номинального 10% при отдельном фильтре и редукторе. Штуцера
для ввода сигналов от датчиков и подачи питания расположены
на задней стенке корпуса прибора.

Входные и выходные сигналы прибора ВУ ДО унифицирован-
ные пневматические 0,02—0,1 МПа, что дает возможность исполь-
зовать его в системах автоматического контроля, регулирования
и управления, созданных на базе средств автоматизации, входя-
щих в аналоговую ветвь ГСП. Диапазон измерения прибора ха-
рактеризуется величиной корректирующего коэффициента Kd, т. е.
зависит от пределов изменения доли отгона исследуемых неф-
тей или нефтяной смеси. Погрешность измерения в среднем состав-
ляет ±2,5%.

Работа ВУ ДО протекает следующим образом (см. рис. 2-1).
Пневматические сигналы pt и рР, пропорциональные соответст-
венно температуре и давлению сырья на выходе из трубчатой
печи, поступают на вход ВУ ДО. Пневматические сигналы (pt—
0,2) и (рР—0,2), формирующиеся на выходах повторителей со

Диапазоны изменения параметров и пневмосигналов выражены в кгс/см2.
сдвигом 1, 2, поступают на вход трехмембраппых элементов срав-
нения 5, 6.

Реализация первого и второго членов алгоритма непрерывно-
го определения доли отгона (2-12) осуществляется на делителях
8, 7, типа ДП-ДП. На элемент сравнения И подается первый,
третий и четвертый члены алгоритма (2-12), причем четвертый
член алгоритма задается задатчиком 12.

Рис. 2-1. Принципиальная схема аналогового устройства ВУ ДО для непрерыв-
ного автоматического измерения доли отгона на потоке:

1, 2, 22 — повторители со сдвигом; 3, 4, 13, 20, 26 — постоянные дроссели, нерегулируемые
пневмосопротивления; 5, 6, 18, 24, 25 — трехмембранные элементы сравнения; 7, 8, 7^ —дрос-
сельные делители; 9 — усилитель мощности; 10, 11, 16, 17, 21, 23 — пятимембранные эле-
менты сравнения; 12, 19 — задатчики малой мощности; 15 — множительное устройство.

Реализация третьего члена алгоритма (2-12) осуществляется
с помощью множительного устройства 15 и делителя 14.

Поверхность умножения двух переменных (ргрР) аппрокси-
мируется кусочно-плоской формой [108]. Пользуясь такой ап-
проксимацией, можно составить формулу приближенного умно-
жения:

1 (

W (Pt-Pp) = Pt-Pp = — (Pt/\pP) + (Pt + PP — 1) VO +

+ 2|(Pt+Pp—1)V| (PiA/Wf-p- (Pt + Pp> — Vol! (2-13)
Для упрощения пневматической схемы выражение (2-13) пре-
образуется к виду

W (Pt-Рр) = PfPp = ~Y {Ц- [(PtAPp) + (Pt + Рр —1 )1 +

+ I (Pt + Рр — OV (PtAPp)A 2 (Pt~\~ Рр)

(2-14)

Из функциональной зависимости (2-14) можно выделить три
выражения

(PtAPp) (2-15а)

(Pt + Рр—1) (2-156)

~ (Pt + Рр) — Д- (2-15в)

Выражение (2-15а) реализуется на трехмембранных элемен-
тах сравнения 18. Выражение (2-156) получаем на пятимембран-

Рис. 2-2. Внешний и внутренний вид ВУ ДО.

ном элементе сравнения 17 с задатчиком 19, а выражение (2-15в)
реализуется на сумматоре 21 и повторителе со сдвигом 22.

Логические операции между выражениями (выбор максиму-
ма V и выбор минимума Д ) осуществляются на трехмембран-
ных элементах сравнения 24 и 25; алгебраические действия осу-
ществляются на пятимембранных элементах сравнения 17 и 16.
В пятимембранном элементе сравнения 10 осуществляется
окончательное алгебраическое суммирование всех членов алго-
ритма (2-13). Усилитель мощности 9 производит усиление по
мощности выходного сигнала ре пневмагического вычислительного
устройства ВУ ДО.

2.4. УНИВЕРСАЛЬНЫЙ ФУНКЦИОНАЛЬНЫЙ

ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЬ ДАТЧИКОВ

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ

При внедрении разработанных аналоговых пневматических
устройств в промышленности часто возникают необходимость при-
ведения сигналов датчиков технологических параметров, имеющих
стандартные пределы измерений, к единому масштабу в соответ-
ствии с пределами изменения входных сигналов аналоговых пнев-
матических устройств. В связи с этим был разработан [186]

Рис. 2-3. Принципиальная схема пневматического масштабного преобразователя:
1 — пятимембраннын элемент сравнения; 2 — трехмембранный элемент сравнения; 3 — дрос-
сельный делитель; 4 — задатчик малой мощности; 5, 7—постоянные Дроссели; 6 — повто-
ритель со сдвигом.

универсальный функциональный пневматический масштабный
преобразователь (рис. 2-3), реализующий следующее уравнение:

Рвых — кс (Рвх Н- 0,2

(2-16)

где Рвых — пневматический сигнал (в кгс/см2), соответствующий
текущему значению переменных, входящих в алгоритм аналогово-
го пневматического устройства (АПУ); рвх — то же, пропорцио-
нальный сигналу стандартных датчиков (приборов); d — посто-
янная величина, учитывающая разницу между пределами изме-
рения стандартных датчиков (приборов) и пределами изменения
переменных, входящих в алгоритм АПУ. Величина d определя-
ется из выражения

АШ — предел измерения стандартного датчика (прибора);

—значение, соответствующее нижним пределам изменения
переменных, входящих в алгоритм АПУ; кс=АШ/ДП — коэффици-
ент передачи; ДП — пределы изменения переменных, входящих в
алгоритм АПУ.

Масштабный преобразователь работает следующим образом
(см. рис. 2-3). Сигнал от стандартных датчиков рВх поступает в
положительную камеру пятимембранного элемента сравнения 1.
В отрицательную камеру этого же элемента от задатчика 4 пода-
ется постоянный сигнал d. Пятимембранный элемент сравнения
срабатывает в момент наступления равновесия, т. е. при p№ = d.
Полученный на выходе пятимембранного сумматора сигнал
(Рвх—d) поступает на узел, состоящий из трехмембранного эле-
мента сравнения 2 и дроссельного делителя 3, где происходит
умножение на коэффициент кс (величина которого всегда боль-
ше единицы). Далее полученный сигнал поступает на повтори-
тель 6 со сдвигом, где осуществляется сдвиг на (+0,2). Выход-
ной сигнал рвых масштабного преобразователя подается на вход
аналогового пневматического устройства (АПУ).

Таким образом, установив связь между переменными, входя-
щими в алгоритм АПУ, и сигналом, поступающим от стандарт-
ных датчиков, мы получаем возможность, не меняя принципиаль-
ной схемы разработанных АПУ, подключить их к любому стан-
дартному датчику (прибору) в промышленных условиях.

2.5. ПРОМЫШЛЕННАЯ ИНФОРМАЦИОННО-ИЗМЕРИТЕЛЬНАЯ
СИСТЕМА ДЛЯ НЕПРЕРЫВНОГО АВТОМАТИЧЕСКОГО
ИЗМЕРЕНИЯ ДОЛИ (ОТГОНА НА ПОТОКЕ

Принципиальная схема информационно-измерительной систе-
мы для непрерывного автоматического измерения доли отгона на
потоке приведена на рис. 2-4.

Для работы ВУ ДО с датчиками, имеющими стандартный
диапазон измерения, используются разработанные функциональ-
ные пневматические масштабные преобразователи ХМП1 и МЛ2
(8 и 9).

В рассматриваемом случае масштабные преобразователи МП1
и МП2 соответственно реализуют следующие уравнения связи* *:

Рвых = 7>5(р'х-0,6266) + 0,2 (2-17)

РвЫХ = 1 >5 (Рвх ~~ 0,333) + 0,2 (2-18)

* Использовались диапазон изменения параметров в °C и кгс/см2 и диапа-
зон изменения пиевмосигиалов <в кгс/см2.
Корректирующий коэффициент вводится в систему измерения
с помощью блока соотношения 11, осуществляющего операцию
умножения выходного сигнала ре на коэффициент k.i (0<Кд<оо).
В качестве блока соотношения могут быть использованы любые
пневматические стандартные и нестандартные (см. рис. 4-21) уст-
ройства, позволяющие осуществлять умножение входного сигна-
ла на постоянный коэффициент.

Рис. 2-4. Принципиальная схема информационно-измерительной системы для
•непрерывного автоматического измерения доли отгона на потоке:

/ — трубчатая печь; 2— термопара; 3 — трубопровод; 4 — колонна; 5 — отбор давления;
6, 7 — датчики температуры и давления; 8, 9 — масштабные преобразователи; 10— при-
бор ВУ ДО; 11 — блок соотношения; 12 — вторичный прибор.

Истинное значение доли отгона бакинских нефтей при отсут-
ствии корректирующего блока может быть определено по номо-
грамме, показанной на рис. 2-5.

Разработанное устройство — ВУ ДО и промышленная инфор-
мационно-измерительная система для автоматического непрерыв-
ного измерения доли отгона была испытана в 1974 г. на одной из
трубчатых печей установки первичной переработки нефти типа
АТ Ново-Бакинского нефтеперерабатывающего завода им. Вла-
димира Ильича. В период испытаний имели место различные ре-
жимы работы трубчатой печи. Запись показаний ВУ ДО отража-
ла любые, даже незначительные изменения режима [186]. Опера-
тор устанавливал тепловой и технологический режим трубчатой
печи, основываясь на показания ВУ ДО. Промышленные испыта-
ния показали работоспособность как прибора ВУ ДО, так и всей
автоматической системы непрерывного измерения доли отгона
[176, 181].

Разработка метода измерения и создание промышленного при-
бора для непрерывного определения доли отгона позволяет ста-
вить вопрос о создании принципиально новых автоматических
систем управления технологическим блоком трубчатая печь —
ректификационная колонна и всей технологической установкой в
целом [187].

2.6. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ОПТИМАЛЬНЫХ ЗНАЧЕНИЙ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ, ОБЕСПЕЧИВАЮЩИХ
ТРЕБУЕМОЕ ЗНАЧЕНИЕ ДОЛИ ОТГОНА

При изменении вида сырья и колебаниях нагрузки печи, т. е.
режима работы, возникает необходимость определения оптималь-
ных значений технологических параметров, обеспечивающих за-

данное значение доли от-
гона, требуемой для со-
блюдения условий пого-
норазделения в ректифи-
кационной колонне. В на-
стоящее время оптималь-
ные значения технологи-
ческих параметров опре-
деляются методом поис-
ка. При каждом измене-
нии режима значение до-
ли отгона определяют пу-
тем однократного испа-

Рис. 2-5. Номограмма для оп-
ределения истинного значения
доли отгона еи по еп — пока-
занию прибора |ВУ ДО для
разных нефтей:

1— Балаханская тяжелая; 2— Ка-
линская калинской свиты; 3 — Ба-
лаханская масляная; 4 — Биби-
эйбатская легкая в смеси с тяже-
лой; 5—Романинская II сорта;
6 — Кара-Чухурская верхнего отде-
ла; 7 — Кергезская; 8 — Чахнагляр-
ская; 9 — Сураханская тяжелая;
10—Сураханская масляная; 11—
Сураханская обыкновенная; 12 —
Калинская калинской свиты; 13—
Кара-Чухурская нижнего отдела;

— относительная плотность неф-
ти при /=20 °C, измеряемая в
г/см3.
рения в лабораторных условиях. В случае отклонения последне-
го от требуемого значения величины технологических параметров
меняют в том или ином направлении, осуществляя переход на но-
вый режим работы, обеспечивающий заданное значение доли от-
гона- В некоторых случаях переход на новый режим продолжает-
ся несколько часов. В таких условиях отсутствует всякая возмож-

Рис. 2-6. Номограмма для определения расчетного ер и истинного е„ значений
доли отгона и оптимальных значений параметров, обеспечивающих требуемое
значение доли отгона.

ность качественного регулирования режима работы трубчатых пе-
чей. Номограмма, приведенная на рис. 2-6, может быть использо-
вана для определения расчетного (ер) и текущего, т. е. истинного
(еи) значений доли отгона на выходе из трубчатой печи или на
входе в ректификационную колонну; она позволяет также нахо-
дить оптимальное значение некоторого параметра при заданном
значении другого параметра, обеспечивающем требуемое значе-
ние доли отгона.

Рассмотрим процедуру определения доли отгона, при наличии
информации о температуре и давлении нагреваемого сырья на
выходе из трубчатой печи.

Соединив точки, соответствующие величинам температуры t
и давления р, получаем прямую линию ер(р, t) (ключ Л). Точка
пересечения этой прямой со шкалой ер дает расчетное значение
доли отгона. Зная, на какой нефти работает установка, т. е. рас-
полагая величиной корректирующего коэффициента легко
можно определить истинные значения доли отгона е„. Для этого
от точки ер восставляем перпендикуляр в шкале ер и находим
точку пересечения этого перпендикуляра с прямой из полу-
ченной точки опускаем перпендикуляр на шкалу еи и находим те-
кущее значение доли отгона (ключ Б).
Процедура определения оптимальных значений технологиче-
ских параметров, обеспечивающих требуемое значение доли отго-
на на выходе из трубчатой печи, описывается ниже.

Пусть требуется определить температурный режим трубчатой
печи, обеспечивающий требуемое значение доли отгона при за-
данном давлении нагреваемого сырья на выходе из трубчатой пе-
чи. Для этого из точки, соответствующей заданному значению до-
ли отгона, восставляем перпендикуляр к шкале еи и находим точ-
ку его пересечения с прямой Kd. Из этой точки опускаем перпен-
дикуляр на шкалу ер. Соединив точку еР с точкой, соответствую-
щей заданному давлению р, и продолжив прямую до пересечения
со шкалой t, находим значение температуры нефтяного сырья на
выходе из трубчатой печи, обеспечивающее требуемое значение
доли отгона (ключ В).

Аналогичным образом находят оптимальное значение давле-
ния р, обеспечивающее требуемое значение доли отгона при за-
данной температуре нефтяного сырья на выходе из трубчатой пе-
чи (ключ В, пунктирная линия).
ГЛАВА 3

СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ
РЕЖИМАМИ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ
И МЕТОДЫ ИХ РАСЧЕТА

3.1. КРИТЕРИИ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ
РЕЖИМ ТРУБЧАТОЙ ПЕЧИ

Как было показано выше, в настоящее время технологический
режим трубчатых печей характеризуется выходной температурой
сырья, величина которой для перерабатываемого сырья опреде-
ляется на основании интуиции операторов. При управлении ре-
жимом работы трубчатой печи по выходной температуре сырья
принимается, что давление на выходе печи постоянно. Однако,
как показывают исследования, в зависимости от режима эксплуа-
тации и состояния печного змеевика перепад давления в трубо-
проводе меняется. Поэтому система управления трубчатыми пе-
чами, алгоритм функционирования которых содержит предписа-
ние поддерживать температуру сырья на выходе из печи на за-
данном уровне, не всегда обеспечивает удовлетворение предъяв-
ляемых требований.

При управлении технологическим режимом трубчатых печей
в качестве критерия следует принимать не выходную температу-
ру сырья, а долю отгона — параметр, характеризующий смешан-
нофазное состояние перерабатываемого нефтяного сырья.

3.2. АНАЛИЗ АВТОМАТИЧЕСКИХ СИСТЕМ

РЕГУЛИРОВАНИЯ (АСР) ТЕМПЕРАТУРЫ СЫРЬЯ НА ВЫХОДЕ
ИЗ ТРУБЧАТОЙ ПЕЧИ

Выходная температура сырья регулируется тремя методами
[152, 186] по выходу (рис. 3-1, а), по перевалу (рис. 3-1, и по
перевалу — выходу (рис. 3-1, sj. В первом случае температу-
ра сырья регулируется непосредственно на выходе из печи, во
втором случае—’Косвенным путем вследствие поддержания тем-
пературы топочных газов над перевальной стенкой при стабили-
зации потока сырья, поступающего в печь.

При регулировании по выходу объект управления входит в
цепь регулирования; при регулировании по перевалу в цепь регу-
лирования входит только участок объекта управления. В обоих
случаях может быть применен ПИ или ПИД-регулятор [156].

Как известно, запаздывание в АСР является одним из факто-
ров, ухудшающих качество процесса управления. При регулиро-
вании по перевалу время запаздывания значительно уменьшается
по сравнению с регулированием по выходу [152, 156, 170, 186].

Чувствительный элемент, установленный над перевальной
стенкой (в трубчатых печах без перевальной стенки точка для
установки чувствительного элемента выбирается в зависимости
от конструкции), должен обеспечивать поступление информации о
среднем значении температуры в зоне перевальной стенки. Однако
показания чувствительного элемента изменяются в зависимости
от глубины его погружения, длины и направления факела и сте-
пени черноты лучеиспускающего тела.

Наличие погрешности в поступающей информации приводит
к изменению тепловых напряжений поверхности нагрева, к за-
коксовыванию и перегреву стенок труб. При регулировании по
перевалу расход топлива изменяется в широких пределах. Этим и
объясняется колебание теплового напряжения поверхности нагре-
ва, которое совершенно недопустимо в печах некоторых установок.

Если расход сырья в печи изменяется во времени, то регули-
рование по перевалу является более качественным по сравне-
нию с регулированием по выходу.

При регулировании по перевалу температура сырья на выхо-
де из печи часто находится в колебательном режиме, при регули-
ровании же по выходу это явление не встречается.

Вследствие загрязнения карманов при установке чувствитель-
ных элементов на линии сырья показания температуры сырья
часто ниже ее действительного значения.

При выборе места установки чувствительного элемента, т. е.
регулирования по выходу или по перевалу, необходимо учиты-
вать конструктивные особенности и температурные характеристи-
ки трубчатых печей. Чувствительный элемент должен быть уста-
новлен там, где при появлении возмущения температура изменя-
ется в более широких пределах. Чтобы разобраться в этом, рас-

Рис. 3-1. АСР трубчатых печей:

а — одноконтурная АСР по выходу; б — то же, по перевалу; в — каскадная АСР по пере-
валу — выходу.

смотрим две конструктивно различающиеся однокамерные одно-
топочные трубчатые печи (рис. 3-2, а). Из графиков распределения
температуры (рис. 3-2,69, показывающих изменение температу-
ры сырья в различных точках змеевиков трубчатых печей, видно,
что в трубчатой печи 1 температура сырья в точке А изменяется
в более широких пределах, чем в точке В (следовательно, в точ-
ке А температура топочных газов также изменяется в широких
пределах), а в трубчатой печи 2 наоборот. Поэтому в первом слу-
чае целесообразно применять схему регулирования по перевалу,
а во втором —схему регулирования по выходу.

Из вышеизложенного видно, что варианты регулирования по
перевалу и по выходу имеют свои положительные и отрицатель-
ные стороны.

Рис. 3-2. Принципиальные схемы однопоточных трубчатых печей (а) и графики
изменения температуры сырья в различных точках змеевика (б):
1,2— печи.

В настоящее время все больше применяются каскадные АСР
(см. рис. 3-1, в), в которых сочетаются положительные стороны
одноконтурных АСР по перевалу и по выходу. В этих АСР тем-
пература топочных газов над перевальной стенкой регулируется
с коррекцией по выходной температуре сырья. Как видно, зада-
чей каскадных АСР трубчатых печей является поддержание тем-
пературы сырья на выходе и температуры топочных газов над
перевальной стенкой в допустимых по технологическому регла-
менту пределах. Поэтому эти каскадные АСР являются много-
связными системами регулирования.

Вопросы исследования каскадных АСР освещены в работах
[3, 23, 93, 95, 106, 109, 116, 178, 180, 186, 194, 201], и др.

3.3. КЛАССИФИКАЦИЯ И СТРУКТУРНЫЙ СИНТЕЗ АСР,
ПОДДЕРЖИВАЮЩИХ В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ ЗАДАННЫЕ
ДОЛЮ ОТГОНА И ТЕМПЕРАТУРУ СЫРЬЯ НА ВЫХОДЕ

Системы, поддерживающие требуемую температуру сырья на
выходе и обеспечивающие заданное значение доли отгона в труб-
чатых печах могут быть синтезированы в классе одноконтурных
и двух- и трехконтурных каскадных АСР (рис. 3-3). Классифи-
кация систем осуществляется по контурам, формирующим теку-
щее или заданное значение управляющего воздействия. Каждая
синтезированная АСР в свою очередь может быть разделена на
Рис. 3-3. Классификация АСР, поддерживающих требуемую выходную температуру сырья и обеспечивающих заданное
значение доли отгона в трубчатых печах.
5

Рис. 3-4. Структурные схемы одноконтурных АСР, поддерживающих требуемую температуру сырья на выходе (/ II) и
обеспечивающих заданное значение доли отгона (///) в трубчатых печах, управляющая величина которых ры-улируется
при переменном (а) и постоянном (б) расходах. 1 3
два подкласса по способу изменения управляющей величины, ко-
торая регулируется при переменном либо при постоянном рас-
ходе.

При переменном расходе управляющая величина изменяется
по команде, поступающей непосредственно от регуляторов АСР,
входным сигналом которых является текущее значение управляе-
мого параметра; при постоянном расходе управляющая величина
изменяется по команде автономного регулятора. В качестве зада-
ния для автономного регулятора используют сигналы от регуля-
торов АСР, входными сигналами которых является текущее зна-
чение управляемого параметра.

Анализ разработанных и внедренных на производстве АСР
показывает, что при работе трубчатых печей на жидком топливе
лучшие результаты дают АСР при постоянном расходе топлива
{55, 170]’.

Как уже отмечалось выше, температура сырья на выходе из
трубчатых печей регулируется одноконтурными (рис. 3-4,I, II)
и двухконтурными каскадными системами (рис. 3-5—3-8). Преиму-
щественно применяются каскадно-связанные АСР (рис. 3-6).

Каскадные системы являются одним из наиболее распростра-
ненных классов многосвязных АСР. Необходимость их примене-
ния обусловлена тем, что многие промышленные объекты харак-
теризуются большим запаздыванием и значительными возмуще-
ниями. Вследствие ограниченных величин коэффициентов переда-
чи регуляторов и невысокого быстродействия системы примене-
ние одноконтурных АСР для управления такими объектами не
всегда обеспечивает требуемое качество управления.

Рис. 3-5. Структурные схемы каскадно-несвязанных АСР, поддерживающих тре-
буемую температуру сырья на выходе из трубчатых печей, управляющая вели-
чина которых регулируется при переменном (а) <и постоянном (б) расходах.

Как известно, качество АСР может быть улучшено за счет
усложнения закона регулирования или структурной схемы АСР.
В нефтеперерабатывающей, нефтехимической и химической от-
раслях промышленности чаще всего используется метод усложне-
ния структурной схемы АСР. К таким системам относятся и кас-
кадные АСР.
Синтез каскадных АСР может быть успешно осуществлен
только в тех случаях, когда некоторые промежуточные перемен-
ные управляемого объекта поддаются измерению и при условии,
что этот объект может быть условно расчленен на два последова-
тельно соединенных звена.

По сравнению с управляемым параметром выбранная проме-
жуточная переменная должна иметь значительно меньшие запаз-

а б

Рис. 3-6. Структурные схемы каскадно-связанных АСР, поддерживающих тре-
буемую температуру сырья на выходе из трубчатых печей, управляющая вели-
чина которых регулируется при переменном (а) и постоянном (б) расходах.

дывание и инерционность по отношению к основным возмущени-
ям объекта управления и управляющему воздействию.

По сравнению с одноконтурными каскадные АСР обеспечива-
ют следующие преимущества [178]:

существенное (в 1,5—20 раз) улучшение качества управления
при отработке возмущений и незначительное (в 1,5—2 раза) —
при учете отработки управляющих воздействий.

поддержание управляемого (основного) параметра на задан-
ном значении с высокой степенью точности при большом запаз-
дывании объекта управления;

быструю компенсацию возмущений, воздействующих на стаби-
лизирующий (внутренний) контур регулирования, вследствие че-
го эти возмущения не приводят к отклонению управляемого па-
раметра от заданного значения;

существенное улучшение качества управления при возмущени-
ях, приложенных к элементам объекта управления, не охвачен-
ным стабилизирующим контуром регулирования, достигаемое за
счет более высокой собственной частоты каскадных АСР;

существенное уменьшение фазового сдвига во внутренней ча-
сти объекта управления вследствие образования стабилизирую-
щего контура регулирования, что повышает быстродействие кор-
ректирующего (внешнего) контура;

компенсацию изменения коэффициента передачи внутренней
части объекта управления путем изменения коэффициента пере-
дачи стабилизирующего контура регулирования;

требуемую подачу вещества или энергии в объект управления.
Проводимые исследования показали, что на качество управ-
ления наиболее существенно влияет соотношение времени чисто-
го запаздывания в стабилизирующем тс и корректирующем тк
контурах. При уменьшении тс/тк качество регулирования значи-
тельно улучшается. Таким образом, если имеется возможность вы-
бора нескольких промежуточных точек, то необходимо стремиться
к тому, чтобы чистое запаздывание в стабилизирующем контуре
было минимальным.

Для управления промышленными объектами в настоящее вре-
мя применяются различные двухконтурные каскадные АСР, ко-
торые можно разделить на четыре принципиально различных
класса (см. рис. 3-3) [178]. Структурные схемы этих АСР при-
ведены на рис. 3-5—3-8.

Каскадно-несвязанные АСР состоят из двух независимых кон-
туров регулирования (см. рис. 3-5). Выходные сигналы обоих кон-
туров регулирования суммируются в сумматоре СМ, сигнал кото-
рого подается либо на регулирующий клапан (см. рис. 3-5, а),
либо на регулятор расхода (Р) в качестве задания (см.
рис. 3-5, б).

Каскадно-несвязанные АСР обладают свойством автономно-
сти и являются более простыми в эксплуатации и наладке по
сравнению с каскадно-связанными АСР.

Рис. 3-7. Структурные схемы каскадно-дифференцирующих АСР, поддерживаю-
щих требуемую температуру сырья на выходе из трубчатых печей, управляю-
щая величина которых регулируется при переменном (а) ,и постоянном (б) рас-
ходах.

В каскадно-связанных АСР выходной сигнал одного из регу-
ляторов направляется на другой в качестве задания (см.
рис. 3-6). Только корректирующий регулятор №₽ (Р) имеет не-
зависимое задание.

Следует отметить, что в каскадно-связанных автоматических
системах регулирования связи между регуляторами и вторичны-
ми приборами контуров регулирования могут быть осуществлены
по-разному [186].
Разновидностью каскадно-связанных АСР являются АСР с
дифференцируемым импульсом из промежуточной точки (см.
рис. 3-7). который используется не для повышения качества управ-
ления, а для уничтожения статической ошибки АСР. В каскадно-
дифференпирующих АСР (см. рис. 3-7) выходной сигнал от ста-
билизирующего регулятора-дифференциатора УРЯ(Р) поступает к
задатчику корректирующего регулятора WV(P).

а. 5

Рис. 3-8. Структурные схемы каскадно-автономных АСР, поддерживающих тре-
буемую температуру сырья на выходе из трубчатых печей, управляющая вели-
чина которых регулируется при переменном (а) и постоянном (б) расходах.

В работе [23] излагается построение каскадных АСР, обла-
дающих свойством односторонней автономности. В каскадно-ав-
тономных АСР (см. рис. 3-8) выполнен прием динамической раз-
вязки контуров регулирования: действия корректирующего регу-
лятора (Р) не приводят к возбуждению стабилизирующего
регулятора W? (Р), поэтому контуры системы оказываются вза-
имно независимыми, т. е. полностью определяются только типом
и настройкой соответствующих регуляторов.

В каскадно-связанных АСР взаимодействие двух контуров
приводит к повышению собственной частоты корректирующего
контура и снижению собственной частоты стабилизирующего,
тогда как в каскадно-автономных АСР собственные частоты обо-
их контуров не зависят одна от другой и определяются только
характеристиками соответствующих регулируемых каналов и ре-
гуляторов.

Проектирование, монтаж, пуск и наладка каскадных АСР
сложнее, чем одноконтурных. Поэтому, прежде чем приступить
к реализации каскадной АСР, необходимо убедиться в целесооб-
разности ее применения.

В некоторых случаях в зависимости от динамических свойств,
типа и конструкции трубчатых печей одноконтурные АСР темпе-
ратуры сырья на выходе (по перевалу или по выходу) могут
обеспечить требуемое качество управления с достаточной точ-
ностью. При этом нет необходимости применять более сложные
\СР.
Разработка метода измерения и создания промышленного
прибора для непрерывного определения доли отгона позволила
впервые в промышленной практике поставить задачу управле-
ния долей отгона в трубчатых печах (см. гл. 2).

Системы, обеспечивающие поддержание заданного значения
доли отгона на выходе из трубчатых печей могут быть синтези-
рованы в классе одноконтурных и двух- и трехконтурных каскад-
ных АСР (см. рис. 3-3). Структурные схемы синтезированных
АСР (при переменном расходе) приведены на рис. 3-4, III, а так-
же на рис. 3-9—3-12.

В двухконтурных каскадных АСР (рис. 3-9—3-12,6) в каче-
стве корректирующего регулятора используется регулятор Wp(P),
входным сигналом которого является величина доли отгона е;
для нахождения этой величины разработан прибор — вычисли-
тельное устройство для определения доли отгона ВУ ДО.

Рис. 3-9. Структурные схемы каскадно-несвязанных АСР, обеспечивающих за-
данное значение доли отгона в трубчатых печах, управляющая величина кото-
рых регулируется при переменном расходе:
а, б — варианты схемы.

В трехконтурных каскадных АСР (рис. 3-9—3-12, а) задание
регулятора W'p (Р) корректируется регулятором WP(P).

Расчеты синтезированных одноконтурных и двухконтурныз
каскадных АСР могут быть выполнены по методам, рассмотрен
ным в разделах 3.4—3.6. Для расчета трехконтурных каскадны:
АСР могут быть использованы методы, разработанные для двух-
контурных каскадных АСР. При этом следует путем замены внут-
ренних контуров эквивалентными контурами преобразовать их в
двухконтурные каскадные АСР [186].

I "Т Л f J \ Z4 r-T ГЧ Tt TT T-l Tr\ TTT ТТЛ Л Л TT Л ТТТГЛЛ

p м M H! ! 11tiMMbltl 11CCi 1C, i,15 d fl il ?1 ПЛ_- Г t ииСШСЧЯ r>zi n_i 111.и г 5<1ДЛ nn.UC
значение доли отгона, показывают, что как с экономической точ~

Рис. 3-10. Структурные схемы каскадно-связанных АСР, обеспечивающих задан-
ное значение доли отгона в трубчатых печах, управляющая величина которых
регулируется при переменном расходе:
а, б — варианты схемы.

ки зрения, так и с позиций технической реализации и эксплуата-
ции существенным преимуществом обладают двухконтурные кас-
кадные АСР, в частности каскадно-связанные АСР. При этом для
повышения качества управления трубчатыми печами, работающи-
ми на жидком топливе, целесообразно применять АСР, в которых
регулирование осуществляется при постоянном расходе топлива.

Все рассмотренные выше каскадные АСР, за исключением
каскадно-автономных, могут быть реализованы на стандартных
промышленных приборах.

Для реализации каскадно-автономной АСР в промышленных
условиях необходимо разработать компенсирующие устройства
WK.y(P). В работе [186] показаны пневматические компенсиру-
ющие устройства, разработанные для этой цели.
Задание

Рис. 3-11. Структурные схемы каскадно-дифференцирующп.х АСР, обеспечиваю-
щих заданное значение доли отгона в трубчатых печах, управляющая величина
которых регулируется при переменном расходе:
а, б — варианты схемы.

Рис. 3-12. Структурные схемы каскадно-автономных АСР, обеспечивающих за-
данное значение доли отгона .в трубчатых печах, управляющая величина кото-
рых регулируется при переменном расходе:
а, б — варианты схемы.
3.4. МЕТОДЫ РАСЧЕТА ОДНОКОНТУРНЫХ АСР

Расчет автоматических систем регулирования заключается в
выборе закона управления и определении настроечных парамет-
ров промышленных регуляторов, обеспечлввющих оптимальный по
устойчивости и качеству процесс регулирования.

Существующие методы определения оптимальных настроечных
параметров регуляторов можно разделить на четыре группы:

методы организованного поиска оптимальных настроечных па-
раметров на объекте управления;

расчетные методы;

алгоритмические методы;

методы моделирования АСР на вычислительной машине.

В методе организованного поиска оптимальные настроечные
параметры регуляторов определяются путем поиска непосредст-
венно на объекте управления. Поэтому данный метод может быть
применен для тех систем, которые допускают внесение больших
возмущений.

В расчетных методах оптимальные настроечные параметры ре-
гуляторов определяются по формулам или номограммам, в кото-
рых используются динамические параметры объекта управления,
найденные из временных или частотных характеристик.

В противоположность расчетным методам алгоритмические
методы не дают формулы для определения оптимальных настроеч-
ных параметров, но они указывают алгоритм, т. е. последователь-
ность действий, приводящих к нахождению оптимальных настро-
ек АСР.

При моделировании АСР на вычислительной машине оптималь-
ные настроечные параметры регуляторов находят путем поиска
по одному из известных критериев качества переходного процесса.

В промышленных условиях наибольшее распространение полу-
чили расчетные методы. Существует большое число работ, в ко-
торых предложены различные расчетные методы для выбора за-
кона управления и определения настроечных параметров регуля-
торов. Эти методы могут быть разделены на две большие груп-
пы. К первой относятся методы, в соответствии с которыми выбор
регуляторов и определение их настроечных параметров произво-
дится при помощи предварительного расчетно-теоретического
анализа совместной работы объектов управления и регуляторов;
ко второй — методы, в которых используются различные эмпири-
ческие и полуэмпирические формулы настройки, опирающиеся на
экспериментальные исследования.

Несмотря на многочисленность имеющихся методов рацио-
нальные способы определения оптимальных параметров настрой-
ки регуляторов тепловых процессов до настоящего времени окон-
чательно не разработаны. Имеется много дискуссионных проблем.
Например, остается нерешенным принципиальный вопрос о соче-
тании условий при внешних и внутренних возмущениях; нет объ-
ективных оценок приложимости методов расчета систем, объек-
ты которых имеют первый порядок, к расчету систем, объекты ко-
торых имеют высокий порядок, и др.

Следует отметить, что в существующих работах рассматрива-
ются методики выбора оптимальных настроек в основном для
объектов первого порядка и нет никаких предостережений о воз-
можности и допустимости использования этих методик для объ-
ектов более высокого порядка.

Рис. 3-13. Номограмма для определения оптимальных настроечных параметров
И- и П-регуляторов.

Как показывают исследования [82], настройки, оптимальные
в том или ином смысле для объекта первого порядка, могут ока-
заться совершенно непригодными для объекта с теми же обоб-
щенными параметрами Т и то, но имеющего более высокий по-
рядок.

Широкое применение АСР в различных отраслях промышлен-
ности, а также повышение требований, предъявляемых к каче-
ству получаемых на установках продуктов заставляют пересмот-
реть способы определения оптимальных настроечных параметров
АСР и перейти к более точным, учитывающим динамические
свойства управляемых объектов.

На базе вышеизложенного были разработаны приведенные
ниже инженерные методы определения оптимальных настроечных
параметров одноконтурных АСР, обеспечивающих заданную сте-
пень затухания и минимизирующих динамическую ошибку и про-
должительность переходного процесса.

Рис. 3-14. Номограмма для определения оптимальных настроечных параметров
ПИ-регуляторов.

Определение оптимальных настроечных параметров промыш-
ленных регуляторов, минимизирующих динамическую ошибку и
продолжительность переходного процесса. На рис. 3-13—3-15 при-
ведены номограммы для определения оптимальных настроечных
параметров серийных промышленных И-, П-, ПИ- и ПИД-регу-
ляторов [183]. Настроечные параметры регуляторов, найденные
по этим номограммам, обеспечивают оптимальный переходный

ОО

процесс, для которого J y2dx—>-min, где у — отклонение парамет-
ра от установившегося значения. Оптимальный переходный про-
цесс требует одновременной минимизации динамической ошибки
и продолжительности переходного процесса. Выбранный крите-
рий— площадь переходного процесса—-позволяет объединить
эти два показателя качества переходного процесса в один и ми-
нимизировать площадь.

Для определения оптимальных настроечных параметров регу-
ляторов по приведенным номограммам необходимо знать динами-
ческие параметры объектов управления: полное запаздывание т

Рис. 3-15. Номограмма
ПИД-регуляторов.

для определения оптимальных настроечных параметров

(сумма чистого и переходного запаздываний), постоянную вре-
мени объекта Т и коэффициент передачи объекта /СОб-

По оси абсцисс этих номограмм откладывают т/Т, а по оси
ординат находят соответствующие значения, из которых опреде-
ляют оптимальные настроечные параметры: для И-регулятора
коэффициент передачи Ди, измеряемый в отношениях процента
хода регулирующего органа к единице измерения регулируемого
параметра, умноженной на секунду; для П-регулятора коэффи-
циент передачи /Сп, измеряемый в отношениях процента хода ре-
гулирующего органа к единице измерения регулируемого пара-
метра; для ПИ-регулятора коэффициент передачи Дп и время
изодрома Ти (в с); для ПИД-регулятора коэффициент передачи
Кп, время изодрома Ти и время предварения Тп, с.

Определение оптимальных настроечных параметров промыш-
ленных регуляторов по заданной степени затухания. В настоящее
время имеются различные способы определения оптимальных на-
строечных параметров промышленных регуляторов по заданной
степени затухания [43, 116, 131]. В большинстве своем они гро-
моздки по объему вычислений и различных графических построе-
ний, кроме того, выполнение этих операций отнимает много вре-
Мени. Для устранения этих недостатков в работе [ 131 j даются
готовые номограммы. Эти номограммы, хотя и позволяют сэко-
номить некоторое время, но не освобождают от построения рас-
ширенных частотных характеристик объекта, на которое обычно
уходит основное время расчета. Как видно, существует острая
необходимость в разработке методики определения оптимальных
настроечных параметров промышленных регуляторов по задан-
ной степени затухания, которая была бы свободна от указанных
недостатков. Предлагаемый ниже аналитический метод для объ-
ектов управления, описываемых передаточной функцией (3-1),
восполняет этот пробел [50].

В качестве модели для многоемкостных объектов целесообраз-
но применять модели второго порядка с запаздыванием [154,
171]

+ <з-1>

Переходная характеристика такой модели дает гораздо луч-
шее приближение к реальным кривым разгона, чем аппроксими-
рующая экспонента.

Условие, обеспечивающее заданную степень затухания пере-
ходного процесса в АСР, имеет следующий вид [131]:

Гр (т, ja) = г’б (т, ja) (3-2)

где Wp(m,j(£>) — расширенная амплитудно-фазовая характеристи-
ка регулятора; 1К*б (т, ]ы) = l/WO(,(m, ja>) — расширенная инверс-
ная амплитудно-фазовая характеристика объекта управления.

С учетом выражения (3-1) и на основании правила получения
частотной инверсной расширенной амплитудно-фазовой характе-
ристики [43] можно записать

<б (т> 1«о (/— и)2со2 + (/ —m)co+ 1] (3-3)

Разлагая е в рЯд Маклорена и ограничиваясь первыми
двумя линейными членами этого ряда, имеем

еа-т) ото ~ 1 + _ т) ШТо (3.4)

Подставляя полученное в выражение (3-3) и произведя эле-
ментарные преобразования, получаем:

Г^б (т, = -у- {[(3 — т2) та0т0со3 —

/'Об

— (1 — т2) (а0 + fljTo) со2 — т (flj + т0)а>+1] +

+ / [ — (1 — 3m2) а0т0со3 — 2т (а0 + а^) со2 + + т0) со]} (3-5)
С учетом последнего выражения и равенства (3-2), можно запи-
сать:

/?р (т, /со) = -U— [(3 — т2) mczoToco3 —
''об

— (1—m2) (cz0 + т0) co2 — m (cZj + r„) (О 4-1] (3-6)

/р (т, /со) = [ — (1 — Зт2) czotoco3 — 2т (а0 + а^) со2 + (с^ + т0) со] (3-7)

где R?(m, ja) и Iv(m, ja) — вещественная и мнимая расширенные
частотные характеристики регулятора.

Теперь рассмотрим вывод расчетных формул для вычисления
оптимальных настроечных параметров регуляторов, отрабатываю-
щих различные законы регулирования.

П-регулятор. Для регулятора, отрабатывающего П-закон ре-
гулирования, можно записать:

Rp (т, /со) = — С\ (3-8)

/р(т, /со) = О (3-9)

где Ci = 7<n — настроечный параметр П-регулятора.

Подставляя (3-6) в равенство (3-8), получаем:

С1 = XT 1 ~ ~ "га»то“3 +

+ (1 — т2) (аэ + а^о) со2 + m (czj -b т(|) со — 1] (3-10)

Для определения «рабочей» частоты сор, воспользуемся усло-
вием (3-9):

(1 — 3m2) аотосо2 + 2т (а0 -f- cZjTq) со — (ах + т0) = 0 (3-11)

Из этого выражения определяем

—т (а0 + czj т0) + /т2 (а0 + я^)2 + (at _|_ т0) (1 — 3m2) аото

“Р= (1 — 3m2) аото (3’12)

Найдя значение сор и зная заданные значения параметров
объекта управления и степени затухания, по выражению (3-10)
определяем оптимальное значение настроечного параметра П-ре-
гулятора.

ПИ-регулятор. Для регулятора, отрабатывающего ПИ-закон
регулирования, имеем:

Со = со (m2 + 1) /р (т, /со) |

Ci = т/р (т, /со) — Rp (т, jсо) /

где C0 = Kn/TK и Ci — настроечные параметры ПИ-регулятора.
Подставляя уравнения (3-6) и (3-7) в последнее выражение,
получаем:

(т2 4-1) и2

с0 -----Лоб---- [ — (! — аоТоси2 — 2т (а0 4- а^) ш -j- -j- т0)1

4а0т0т(1—т2)и34-(1—Зт2)(а04-а1т0)и24- С3'!4)

4-2т(а14-т0)ш4-1]

Оптимальные значения Со и Ci из выражений (3-14) определя-
ются так, чтобы для частоты, при которой С0>0, Ci>0, получа-
лось значение Со, близкое к максимальному. Поэтому определяем
максимальное значение Со при условии С0>0, Ci>0, для чего пи-
шем:

дС0 1 4- т2

= —К^~ 4 ~ Зт ) а°т°и3 ~ 6/л <а° + fllTo) “2 +

+ 2(а1 + то)со] =0 (3-15)

или же

2(1 — 3m2) аотои2 -f- Зт (аа 4- а^) и — (<4 + т0) = 0 (3-16)

откуда определяем

—Зт (й0 -I- а1т0) 4- /9т2 (а0 + fljT0)2 4-8(1— 3m2) (йх + т0) аото

ШР = “ 4 (1 — Зт2) аото <3'17)

Согласно [131] значение рабочей частоты определяется так:

ир = 1,1и'р

(3-18)

Подстановкой найденного значения «рабочей» частоты сор в
выражении (3-14) определяем оптимальные настроечные парамет-
ры ПИ-регулятора.

ПИД-регулятор. Для регулятора, отрабатывающего ПИД-за-
кон регулирования, можно записать:

Со = (т2 4- 1) со [/р (т, /и) -|- соС2]

С1 = mlp (т, ja>) — Rp (т, ja>) 4- 2тиС2

(3-19)

Подставляя в последние выражения уравнения (3-6) и (3-7), по-
лучаем:

Со = (т2 4- 1) и f [ — (1 — Зт2) й0т0и3 — 2т (а0 4- а^) и2 4-

4~ (а14- То) и] иС2|

Ci = [~4т (1 — т2) а0т0и3 4- (1 — Зт2) (а0 4- а^) и2 4-

(3-20)

4- 2т (ах 4- т0) со — 1 ] -|- 2тшС2

где Со, Ci и С2 = К.ПТП — настроечные параметры ПИД-регуля-
тора.
При С2 = 0 полученные формулы совпадают с формулами
(3-14). Для этого случая определяем значение «рабочей» частоты
по выражениям (3-17) и (3-18). По найденному <>)р, задаваясь
значением С2>0, вычисляем параметры Со и С] по выражениям
(3-20).

Во многих работах считается, что степень затухания ф = 0,75
(/7г = 0,221) может удовлетворять многим требованиям практики.
Однако, как показывает опыт эксплуатации, такая степень зату-
хания не всегда удовлетворяет требуемому качеству [186].

При определении оптимальных настроечных параметров АСР
многоемкостных объектов целесообразно задаваться степенью за-
тухания ф = 90 (//2 = 0,367) [186].

Для иллюстрации применения предложенного метода опреде-
ления настройки регуляторов к конкретному случаю рассмотрим
следующий пример.

Пример. Требуется определить такие настроечные параметры ПИ-регуля-
тора, работающего в одноконтурной АСР (для сопоставления результатов рас-
чета условия этого примера взяты из работы [131]), при которых переходный
процесс в этой АСР имел бы степень затухания, равную ф = 75 (т = 0,221).

Передаточная функция объекта измеряется в °С-ч/т, и имеет следующий
вид [131]:

14,67 _15р

^об(П— 34,0Р2+10,36Р+1 е

В соответствии с методом, изложенным выше, определяем <Ор. Для облег-
чения вычислений, вводим следующие коэффициенты:

Кг = (1 — 3m2) аото = (1 — 3 0,2212) 34• 1,5 = 43,5 мин3
К2 = т (а0 + Ojт0) = 0,221 (34+ 10,36-1,5) = 10,93 мин3
К3 = + + т0 = 10,36+ 1,5 = 11,86 мин

С учетом этих коэффициентов, уравнение (3-16) принимает следующий вид:

4Х1<о2 + 6+2ы — 2К3 = 0

Определяем положительный корень квадратного уравнения:

йр = 0,226 мин-1

В соответствии с формулой (3-18) определяем

<Ор = 1,1 -<ар = 1,1 -0,226 = 0,26 мин*1

Подставляя это значение «рабочей» частоты в формулу (3-14), определяем
Со [в т/(ч-°С-мин)] и Ci [в т/(ч-°С)]:

С° = Ир (—Ai<ap — 2К2ыр Ь Аз) =

0,2212 + 1

= —П-67— 0,262 (—43,5-0,262 — 2-10,93-0,26 + 11,86) = 0,0155
Cl = [~K4top + K5Wp + KeC0p — 1]

X4 = 4(1 — m2)ma„Ta = 4 (1 — 0.2212) 0,221 34-1,5 = 42,8 мин3

Ko (1 — 3m2) (au + aiT0) = (1 — 0,2212) (34 + 10,36 -1,5) = 42,2 мин2

Ko = 2m (at + t0) = 2-0,221 (10,36 + 1,5) = 5,24 мин

С учетом этих коэффициентов получаем:

Cj = и167- (—42,8 0,263 + 42,2-0,262 + 5,24-0,26 — 1) = 0,155 т/(ч-°С)

Таким образом

Со = 0,0155 т/(ч-°С-мин) Cj = 0,155 т/(ч °С) сор = 0,26 мин-1

Сравнительно небольшая разница между полученными результатами и теми,
которые приведены в работе [131], объясняется применением в последнем слу-
чае различных графических построений.

По предложенному методу могут быть найдены расчетные фор-
мулы для определения оптимальных настроечных параметров ре-
гуляторов, отрабатывающих различные законы управления для
объектов, описываемых любой передаточной функцией.

3.5. МЕТОДЫ РАСЧЕТА ДВУХКОНТУРНЫХ

КАСКАДНЫХ АСР

Расчет синтезируемых каскадных АСР сводится к выбору за-
кона управления для контуров регулирования и определению па-
раметров настройки, обеспечивающих оптимальный переходный
процесс при принятых возмущающих воздействиях.

Ниже рассматриваются методы расчета каскадных АСР,
управляющая величина которых регулируется при переменном
расходе; если управляющая величина регулируется при постоян-
ном расходе, необходим дополнительный расчет регулятора рас-
хода №%(Р). Регулятор W? (Р) рассчитывают в зависимости от
требования к управляемой величине Y(P).

Каскадно-несвязанные системы. В таких АСР (рис. 3-5) за-
кон управления и настроечные параметры W?(P) и (р) оп-
ределяются по контурам обычными методами, разработанными
для одноконтурных АСР. В частности, могут быть использованы
методы, рассмотренные в разделе 3.4 или в работе [75].

Каскадно-связанные системы. При проектировании таких АСР
(рис. 3-6) основной задачей является определение соотношения
периодов собственных колебаний стабилизирующего и корректи-
рующего контуров регулирования. Если в обоих контурах исполь-
зован один и тот же метод измерения, то соотношение между пе-
риодами собственных колебаний контуров является линейным и,
следовательно, коэффициент передачи корректирующего контура
будет постоянным.
Обычно в промышленных каскадно-связанных АСР инерцион-
ность стабилизирующего контура бывает значительно меньше
инерционности корректирующего контура. При этом стабилизиру-
ющий контур может быть рассмотрен как еще один динамический
элемент корректирующего контура. Тогда структурная схема кас-
кадно-связанных АСР упростится (рис. 3-16) и стабилизирующий
контур по отношению к корректирующему регулятору (Р)
можно будет считать частью объекта управления. Поэтому опти-
мальные настроечные параметры стабилизирующего и корректи-
рующего регуляторов могут быть определены независимо одни от
других [116]'. Сначала обычными методами, разработанными
для одноконтурных систем, находят оптимальные параметры на-
стройки стабилизирующего регулятора Ц7р (Р), а затем — кор-
ректирующего регулятора (Р). При расчете последнего необ-
ходимо учитывать, что в его контур регулирования кроме объекта
управления входит также и контур регулирования стабилизиру-
ющего регулятора (рис. 3-17). Поэтому еще до определения на-
строечных параметров №£ (Р) необходимо определить передаточ-
ную функцию эквивалентного объекта управления для корректи-
рующего регулятора

06 1 + ^6 (р) (р) '

Возможен и другой путь расчета каскадно-связанных АСР
[116]. Сначала определяются оптимальные настроечные парамет-
ры корректирующего регулятора (Р), а затем стабилизирую-

Рис. 3-16. Упрощенная структурная схема каскадно-связанной АСР.

Рис. 3-17. Упрощенная структурная схема стабилизирующего контура каскадно-
связанной АСР.

щего регулятора №₽ (Р). Вследствие достаточного быстродейст-
вия последнего можно предположить, что во время работы си-
стемы регулятор (Р) поддерживает промежуточный параметр
Yi(P) почти точно на заданном значении, т. е. соблюдается при-
ближенное равенство

(Р) ~ Y 1,сад (Р)

(3-22)
Тогда передаточная функция эквивалентного объекта управления
для корректирующего регулятора будет иметь вид

»об(^б(р) (3-23)

В рассматриваемом случае структурная схема каскадно-свя-
занных АСР может быть заменена упрощенной структурной схе-
мой одноконтурной АСР (рис. 3-18).

Рис. 3-18. Упрощенная структурная схема каскадно-связанной АСР прн малой
инерционности стабилизирующего контура.

После определения оптимальных настроечных параметров кор-
ректирующего регулятора обычным методом по передаточной
функции (3-23) рассчитываются параметры стабилизирующего ре-
гулятора, передаточная функция эквивалентного объекта для ко-
торого имеет вид

Кб (Р') = Кб (°) + (р) К (р) (3‘24>

Первый путь расчета целесообразно применять, когда в систе-
ме возможны частые отключения корректирующего регулятора,
второй — когда в системе возможно отключение стабилизирующе-
го регулятора.

В двухконтурных каскадных АСР при постоянном значении ос-
новного управляемого параметра на выходе объекта промежуточ-
ный параметр может изменяться в широких пределах. При этом
недопустимо устанавливать два астатических регулятора, так как
в этом случае для статического объекта разомкнутая система бу-
дет астатической системой второго порядка астатизма, что ухуд-
шает настройки и переходные процессы; для астатического же
объекта разомкнутая система будет иметь третий порядок аста-
тизма, что легко может сделать ее структурно-неустойчивой. По-
этому стабилизирующий регулятор всегда должен быть статиче-
ским, а корректирующий регулятор для статических объектов —
астатическим.

Каскадно-дифференцирующие системы. Вопросам расчета та-
ких АСР посвящены работы [95, 116, 200, 201].

Как было указано выше в каскадно-дифференцирующих АСР
(рис. 3-7) в качестве стабилизирующего регулятора использует-
ся дифференциатор №Я(Р). В качестве дифференциатора может
быть использовано реальное дифференцирующее звено; его пере-
даточная функция имеет вид

Тд (Р)

№д(Р) = Кц т^р _|_ j (3-25)
Действующие на объект возмущения разделены на внутреннее
и внешнее. Внутреннее возмущение Uf(P) действует на управляе-
мую величину так же, как управляющее воздействие Х(Р), а
влияние внешнего возмущения F(P) характеризуется передаточ-
ной функцией Wy(P)-

Структурная схема каскадно-дифференцирующих АСР (см.
рис. 3-7) может быть сведена к структурной схеме каскадно-свя-
занной АСР (см. рис. 3-6), если ввести следующие обозначения:

(Р) = №д (Р) ГР (Р) (3-26)

»Р(Р)= 1/Гд(Р) (3-27)

По изложенному выше методу расчета каскадно-связанной
АСР можно определить оптимальные параметры регулятора
W7p(/’) и дифференциатора И7Д(Р).

В работе [95] даны номограммы для определения параметров
каскадно-дифференцирующих АСР, когда Wp(P) является переда-
точной функцией ПИ-регулятора, а дифференциатор описывается
передаточной функцией (3-25).

В работе [93] рассмотрено сравнение динамики каскадно-
связанной и каскадно-дифференцирующей АСР. В качестве пока-
зателей динамических характеристик стабилизирующего и коррек-
тирующего контуров использовались комплексы x<JTc, хк/Тк и
Тс/Тк (где тс, тк, Тс, Тк — значения полных запаздываний и посто-
янных времени кривых разгона соответствующих контуров).

Из результатов работы [93] вытекает, что если тс/7’с<0,20 и
7’с/7’к<0,20, то при наличии внутренних возмущений каскадно-
связанные АСР имеют значительно лучшие динамические свой-
ства, чем каскадно-дифференцирующие АСР. При наличии внут-
ренних возмущений для области динамических характеристик
объекта, характеризуемой большими значениями Тс/Тк и хс1Тс,
а также небольшими значениями хк/Тк, каскадно-дифференцирую-
щие АСР обладают лучшими динамическими свойствами по срав-
нению с каскадно-связанными АСР. При наличии внешних воз-
мущений в этой области и различных сочетаниях показателей ди-
намических свойств объекта управления преимущество также на
стороне каскадно-дифференцирующей АСР.

Каскадно-автономные системы. В соответствии с принципом
двухканальности академика Б. Н. Петрова [102, 103] для реали-
зации условий автономности в таких АСР необходимо иметь два
канала передачи воздействия со стороны корректирующего регу-
лятора WP(P) на стабилизирующий Wp(P) (см. рис. 3-8). Воз-
действие Wp (Р) передается на вход и на выход стабилизирующе-
го контура. На одном из каналов передачи воздействия примене-
ны компенсирующие устройства WK.y(P).

Условие инвариантности ошибки ei(Р) = Ух,зад(Р)—Yi(P) по
отношению к управляющему воздействию Ui(P) корректирующе-
54
го регулятора

W^(P) выражается в равенстве операторов ком-

пенсирующих каналов:

«7K.y(f) = U‘6(P)

(д-28)

т. е. компенсирующее устройство НА-. у(Р) представляет своим
модель внутренней части объекта управления W^6(P). Эту зада-
чу можно рассматривать как задачу синтеза автономной двух-
связной АСР на объекте управления с вырожденной передаточ-
ной матрицей:

(-Р)

Y(P)

Wco6(P) Wco6(P) 1 р/2(Р)

^”об (-Р) ^об (-Р) ^об (р) ^Об (р) ] Х 1Л

(3-29)

Вырожденность передаточной матрицы определяется наличи-
ем общего тракта у каналов и2(Р) — Y\(P) и U\(P)—Y(P). В этом
случае условия полной автономности неосуществимы, так как
действие компенсирующих связей уравновешивает действие ос-
новных каналов АСР, т. е. система оказывается неработоспособ-
ной. Поэтому в системе может быть реализована только односто-
ронняя автономность [60].

Г I ГЛ ТТ ТЛ Л О ТТ ТТ П о ТТ ТТ ТТ ТТ/>ТТГТГ»ТТТ1 ОПТОППШТ/ЛОТТ! ( Q О Q \ ТТ Г\11ПТ-Г\МГ\ ТТ ZT ГТ ТТ

lipn р VClviriO<ll_l,riri у tilUDM /1 UDI unu.unutin О vhtlCMC 1ЮЛО“

ляется ненаблюдаемая часть [92], представляющая собой ком-
пенсирующее устройство WK.y(P). Корректирующие и стабилизи-
рующие контуры образуют управляемую и наблюдаемую части.
В результате при выполнении условий автономности характери-
стическое уравнение каскадно-автономной АСР распадается на
три независимых уравнения:

характеристическое уравнение корректирующего контура

l + Fco6(P)F“6(P)FP(P) = 0

(3-30)

характеристическое уравнение стабилизирующего контура

1 + W'6(p)«W = 0 (3-31)

характеристическое уравнение компенсирующего устройства

£>(?) = О (3-32)

где D(P)—знаменатель передаточной функции W^6(P).

Как видно из вышеизложенного, применение каскадно-авто-
номной АСР возможно только на объекте с устойчивой частью
^об (?) УСТОЙЧИВОСТЬ fl/Cg (Р) обеспечивает грубость системы по
отношению к «раскомпенсациям», т. е. «малым» в том или ином
смысле нарушениям условия автономности (3-28).

Зависимость ошибок управления ei(Р) = Уьзал(Р)—Yi(P) и
s-i(P) — У зад(Р)— Y(P) от внешних возмущений Fi(P) и F(P),
приложенных соответственно к стабилизирующим и корректиру-
ющим контурам, описывается следующими операторными урав-
нениями:

Н Р)

(3’33)

___________WKF(P)________

е"(Р)== l + iro6(P)F*6(P)FP(P) F(P) +

, rFt(P)__________________ПНР)

‘ 1 + (Р) U7P (Р) 1 + ^б(Р)Г«6(Р)ГР(Р)

Как видно из этих уравнений и структурной схемы (рис. 3-19),
каскадно-автономная АСР в динамическом отношении эквивалент-
на системе, состоящей из последовательно соединенных стабили-

Рис. 3-<19. Эквивалентные расчетные модели каскадно-автономных АСР, управ-
ляющая величина которых регулируется при переменном (а) и постоянном (б)
расходах.

зирующего и корректирующего контуров, так что стабилизирую-
щий контур по отношению к возмущению играет роль фильтра с
передаточной функцией

ПЛр)

ф(р}- i + i^6(P)FcP(P) (3‘35)

Приведенные на рис. 3-19 структурные схемы удобны при
расчете каскадно-автономных АСР.
Каскадно-автономная АСР обеспечивает лучшее качество ре-
гулирования при возмущениях, приложенных к точкам внутрен-
него контура, и худшие качества при возмущениях во внешнем
контуре.

Как показывают исследования, значительного улучшения ка-
чества в каскадно-автономных АСР по сравнению с другими кас-
кадными АСР можно достигнуть путем использования в обоих
контурах непрерывных ПИД-регуляторов.

3.6. КРИТЕРИЙ ВЫБОРА ТИПА КАСКАДНО-СВЯЗАННОЙ АСР

Одним из наиболее распространенных классов каскадных АСР
являются каскадно-связанные системы регулирования. В связи с
этим вопрос о целесообразности применения того или иного типа
каскадно-связанной АСР в зависимости от динамических харак-
теристик объекта управления является весьма важным с прак-
тической точки зрения.

В промышленности получили распространение следующие три
типа каскадно-связанных АСР: П—ПИ (первый регулятор явля-
ется стабилизирующим, второй — корректирующим), ПИ—-ПИ и
ПИ—ПИД.

До настоящего времени нет объективной количественной оцен-
ки, позволяющей определить тип каскадно-связанной АСР. Поэто-

му зачастую при проектирова-
нии каскадно-связанных АСР
выбор закона управления для
корректирующего и стабили-
зирующего контуров проводит-
ся по усмотрению исследовате-
ля на основе его интуиции.
Наиболее точно необходимый
тип каскадно-связанной АСР

Рис. 3-20. Номограмма для выбора
типа каскадно-связанной АСР:

тс. тк — чистое запаздывание объекта по
стабилизирующему (внутреннему) и кор-
ректирующему (внешнему) контурам соот-
ветственно.

для данного объекта управления может быть выбран на модели-
рующей установке, но это связано с определенными сложностями.
Давно назрела необходимость разработки метода выбора типа
каскадно-связанных АСР, лишенного указанных недостатков.
Впервые такая попытка была сделана в работе [106], где реко-
мендуется использовать каскадно-связанную АСР типа ПИ—ПИ
при Тс/тк^0,4, а каскадно-связанную АСР типа ПИ—ПИД при
Тс/тк^0,6 (Тс, тк — чистое запаздывание в стабилизирующем и
корректирующем контурах, соответственно). Однако, как пока-
зывают исследования, выбранные по этой рекомендации типы кас-
кадно-связанных АСР для широкого класса объектов не обеспе-
чивают получения переходного процесса требуемого качества.
Кроме того, в этой работе не даны рекомендации по использова-
нию каскадно-связанной АСР типа П—ПИ.

На рис. 3-20 приводится разработанная автором номограмма
для выбора типа каскадно-связанной АСР [180]. Номограмма
позволяет определить не только тип каскадно-связанной [АСР],
но также и область применения одноконтурных АСР.

При построении номограммы за критерий оценки качества
принимали условия минимума функционала

ОО

J = J (62 т’г2) dx (3-36)

где е — отклонение управляемого параметра от задания; Т — ве-
совая константа, значение которой выбирают в зависимости от
требований к переходному процессу [51].

Выбор этого функционала в качестве критерия обусловлен
тем, что каскадно-связанная АСР должна достаточно хорошо от-
рабатывать как возмущающие, так и управляющие воздействия.

3.7. МЕТОДЫ РАСЧЕТА КАСКАДНО-СВЯЗАННЫХ АСР

В настоящее время имеются различные методы и способы оп-
ределения оптимальных настроечных параметров регуляторов
каскадно-связанных АСР [95, 106, 116, 119, 201]. В большинстве
своем их недостаток состоит в том, что они не дают возможности
найти оптимальные настройки регуляторов для обоих контуров
одновременно; для нахождения этих настроек необходимы различ-
ные громоздкие промежуточные вычисления и графические по-
строения. Выполнение этих операций отнимает много времени.
Давно ощущается нужда в методе, лишенном этого недостатка.
Представленные на рис. 3-21—3-23 номограммы для определения
оптимальных настроечных параметров регуляторов типовых кас-
кадно-связанных АСР восполняют этот пробел. Настроечные па-
раметры регуляторов, найденные из этих номограмм [194], дают

ОО

оптимальный переходный процесс, обеспечивающий minJi/2£?T.
о
Для определения оптимальных настроечных параметров регу-
ляторов типовых каскадно-связанных АСР по приведенным номо-
граммам необходимо знать динамические параметры объекта
управления: чистое запаздывание в стабилизирующем (тс) и кор-
ректирующем (Тк) контурах, коэффициент передачи (Лоб. с) и
постоянную времени (ГОб. с) стабилизирующего контура.

/ ^oi.c

Рис. 3-21. Номограмма для определения оптимальных настроечных параметров
регуляторов каскадно-связанной АСР типа П — ПИ:

тс, Коб с’ Лэбс—соответственно запаздывание, коэффициент передачи и постоянная вре-
мени объекта стабилизирующего контура; — время суммарного запаздывания объекта
управления по стабилизирующему и корректирующему контурам; Кс, —соответственно
коэффициенты передачи стабилизирующего н корректирующего регуляторов; Тк— время
изодрома корректирующего регулятора.

Пример. Динамические параметры объекта управления: тс=48 с, тк = 72 с,
°C

Лоб. с=—---------------------------, Тов. с = 300 с. По величинам тс и 1/тк из

% хода регулирующего органа

номограммы, приведенной на рис. 3-20, определяем, что каскадно-связанная АСР
имеет тип ПИ — ПИД.

Для нахождения оптимальных настроечных параметров регуляторов ис-
пользуется номограмма, приведенная на рис. 3-23. Из точки на оси абсцисс
Тс/Гов. е = 0,1б восставляем перпендикуляр до пересечения с соответствующими
кривыми. По правой и левой ординатам точек пересечения можно определить:
7'с/тс=3,4; 7'к/тс=5,2; Тов/7'п = 6,5; Лк Коб. с = 3,1; КсЛоб. с = 6,0. Отсюда можно
найти настроечные параметры:
для стабилизирующего регулятора

Кс = 0,87

% хода регулирующего органа

!С

TQ — 2,72 мин

для корректирующего регулятора

% хода регулирующего органа

л к = 0,45----------------------------

Тк = 4,16 мин; Гц = 0,31 мин

Одним из основных и широко распространенных способов рас-
чета каскадно-связанных АСР является метод, изложенный в ра-
боте [116]. С учетом данного обстоятельства нами был проведен
сопоставительный анализ разработанного метода и метода, рас-
смотренного в работе [116].

Рис. 3-22. Номограмма для определения оптимальных настроечных параметров
регуляторов каскадно-связанной АСР типа ПИ — ПИ:

Тс — время изодрома стабилизирующего регулятора; остальные обозначения — см. рис. 3-21.

Результаты расчета типовых каскадно-связанных АСР слож-
ных тепловых промышленных объектов показали, что разрабо-
танный метод делает излишним сложные вычисления по опреде-
лению настроечных параметров регуляторов и одновременно зна-
чительно улучшает качественные показатели переходного процес-
са. В частности, резко уменьшается динамическое отклонение, а
сам переходный процесс по форме приближается к апериодиче-
скому процессу с минимальным статическим отклонением
(рис. 3-24). (Переходные процессы, показанные на рисунке тон-
кой линией, соответствуют настроечным параметрам, рассчитан-
ным по методике, рассмотренной в работе [116]; те же, которые

Рис. 3-23. Номограмма для определения оптимальных настроечных параметров
регуляторов каскадно-связанной АСР типа ПИ—ПИД:

тп — время предварения корректирующего регулятора; остальные обозначения — см. рис. 3-21.

показаны жирной линией, соответствуют настроечным парамет-
рам, рассчитанным по предложенному методу.)

В каскадных АСР качество управления выходного параметра
зависит от динамики стабилизирующего (внутреннего) контура.
Этой зависимостью можно пренебречь, если инерционность объ-
екта по стабилизирующему контуру значительно меньше инерци-
онности объекта в целом. При этом, если возмущение приложено
к элементу объекта, охваченному стабилизирующим регулятором,
то основной управляемый параметр на это возмущение практиче-
ски не реагирует. Если же возмущение приложено к элементу
объекта, не охваченному стабилизирующим регулятором, то по-
казатель качества можно определить известными методами, раз-
работанными для одноконтурных АСР. Если взаимозависимостью
11, HUH

Рис. 3-24. Кривые переходных процессов в типовых каскадно-связанных АСР.
Настроечные параметры приведены ниже:

Позиция Т , мин Т мин Т , мин
1 48,20 9,40 7,80
2 55,20 11,04 9,68 —
3 1,48 0,78 2,83 2,00
4 1,45 0,36 2,50 1,90 —
5 0,82 0,53 4,37 2,80 2,19
6 0,87 0,45 4,16 2,72 0,15

Рис. 3-25. Номограмма, характеризую-
щая границы области динамической
взанмонезависимости каскадно-связан-
ной АСР типа П—ПИ:

тс’ тк’ Лэб.с’ Гоб.к~ запаздывания и постоян-
ные времени объекта по стабилизирующему
и корректирующему контурам соответственно.
между стабилизирующим и корректирующим контурами можно
пренебречь, то расчет каскадных АСР сводится к расчету двух
одноконтурных АСР. Однако при определении параметров наст-
ройка корректирующего регулятора следует учитывать коэффн-
__. ~ тч Г.ГчГ'ТПТТТТ zx -V» Л Л ТТ ТТТГГИТГЧ1'ТАТТТГ\Т'А Т Г ТТ 'Т' Л т т\ гч
ЦИС ‘11 НС J_rС Д Cl Ч Н I 1 dUildH j’J АД1ЦГ1 w ЛД >п j у р С1

В работе [119] приведена номограмма (рис. 3-25), характе-
ризующая границы области динамической взаимонезависимости
каскадно-связанной АСР типа П—ПИ, при которых расчет наст-
роек регуляторов можно проводить независимо. Штриховка кри-
вых на рис. 3-25 направлена внутрь области, в которой допуска-
ется независимый расчет настроек регуляторов.
ГЛАВА 4

РАЗРАБОТКА СРЕДСТВ И ПРОМЫШЛЕННЫХ
АВТОМАТИЧЕСКИХ СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ
ТРУБЧАТЫМИ ПЕЧАМИ —СЛОЖНЫМИ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ ОБЪЕКТАМИ

С ЗАПАЗДЫВАНИЕМ

4.1. УПРАВЛЕНИЕ СЛОЖНЫМИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ

ОБЪЕКТАМИ С ЗАПАЗДЫВАНИЕМ

Многие промышленные объекты характеризуются существенным запаздыва-
нием. К ним следует отнести все тепловые объекты, а также многие аппараты
нефтеперерабатывающих, нефтехимических ,и химических установок.

Трубчатые печи являются типичными объектами управления с запаздыва-
нием. При синтезе автоматических систем управления нагревательные труб-
чатые печи могут быть рассмотрены как объекты управления с постоянным за-
паздыванием, а нагревательно-реакционные трубчатые печи — как объекты управ-
ления с переменным запаздыванием.

Можно выделить следующие виды запаздывания [154]:

чистое (передаточное) запаздывание т0. Оно обусловлено тем, что чувст-
вительный элемент и регулирующий орган территориально разобщены в преде-
лах системы управления;

переходное запаздывание тп — промежуток времени от момента появления
возмущения до момента, когда после преодоления межъемкостного сопротивле-
ния, параметр начинает изменяться;

запаздывание реагирования чувствительного элемента;

запаздывание в передаче импульса — отрезок времени, необходимый для
заполнения или опорожнения .всего объема импульсной линии;

запаздывание в регуляторе — суммарный отрезок времени, затрачиваемого
на такие процессы, как преодоление люфтов, срабатывание реле, преодоление
сил трения и т. д.;

запаздывание в приводе регулирующего органа — отрезок времени, необ-
ходимый для преодоления зазоров в механических устройствах привода регу-
лирующего органа.

К свойствам объекта управления непосредственно относятся чистое т0 и
переходное тп запаздывания. Чистое запаздывание зависит от нагрузки объекта:
с увеличением нагрузки оно уменьшается, с уменьшением — увеличивается.

Запаздывание в АСУ, вносимое объектом управления, значительно умень-
шает быстродействие системы и динамическую точность процесса управления.
В таких объектах трудно добиться высокого качества управления с помощью
обычных стандартных регуляторов, обладающих двумя или тремя видами ре-
гулирующего воздействия.

Как известно, АСУ объектов с запаздыванием обладают весьма низким кри-
тическим коэффициентом передачи. Большие коэффициенты передачи положи-
тельно сказываются на качестве регулирования, однако при этом достаточно не-
большого запаздывания, чтобы система потеряла устойчивость.

Успешное решение этой противоречивой задачи при одновременном удов-
летворении условий точности и устойчивости системы на базе серийных средств
возможно лишь за счет усложнения структуры систем управления. При этом
наиболее распространенным способом повышения качества в системе с запаз-
дыванием является введение дополнительного контура стабилизации некоторой
промежуточной величины, т. е. применение многоконтурных АСУ [186]. Кроме
того, предложено много методов для улучшения качества переходных процессов
в системах с запаздыванием. Большинство этих методов [18, 34, 63, 115, 123,
133, 196, 213—216] предусматривает введение в регулятор элемента задерж-
ки. Однако, как показывают исследования [177, 204], эффект от использования
таких схем для АСУ с запаздыванием меньше, чем для АСУ, у которых по-
стоянная времени равна времени запаздывания.

Наиболее эффективным методом борьбы с запаздыванием является ком-
пенсация запаздывания. С этой точки зрения наибольший интерес представляют
методы, предложенные Смитом [123] и. Резвиком [115].

В работах [18, 123] для улучшения качества переходных процессов управ-
ления объектами с запаздыванием рекомендуется включать обратную связь в
контур регулятора (рнс. 4-1, а, б). Звено с передаточной функцией WO(P)~X.
Х(1—е)— Рто, включенное в обратную -связь, называется упредителем Смита.

Рис. 4-1, Структурные схемы автоматической системы стабилизации с упредите-
лем Смита:

а, б —обычные схемы включения; в, г — учредитель Смита включен параллельно объекту
управления.

В работе [115] предложен регулятор с чистым запаздыванием в цепи по-
ложительной обратной связи (рис. 4-2) для работы с объектами, имеющими
монотонный переходный процесс и существенное запаздывание. Для устойчи-
вости системы необходимо, чтобы £<1. При Р=>1 результаты полностью сов-
падают с результатами Смита [34].

Эти способы компенсации влияния времени запаздывания на динамику про-
цесса заключаются в том, что время запаздывания как бы исключается при
5—151 65
расчете настроек основного регулятора и вводятся лишь после расчета всей
остальной части АСУ.

При 'наличии упреднтеля Смита передаточная функция регулятора имеет
вид

Г=м (р) =

_________Wp(P)__________

1 + Wp(P)Wo(P) (1-е“РТ°)

(4-1)

При компенсации влияния чистого запаздывания объектов в системах
управления учредитель Смита может быть включен также параллельно объекту
управления (см. рнс. 4-1, в, г). При этом выходной сигнал упредителя Yi(P)
суммируется с выходным сигналом объекта управления У(Р). В результате на
вход регулятора будет поступать сигнал Уг(Р) = У (Р) + У1(Р), идентичный по
величине выходному параметру объекта управления при любом изменении вход-
ного параметра объекта.

Структурные схемы, представленные н рис. 4-1, в, г, по своим характери-
стикам идентичны структурным схемам, представленным иа рис. 4-1, а, б. Здесь
лишь перенесена точка приложения упреждающего воздействия. В обоих слу-
чаях передаточные функции имеют следующий вид:

по заданному воздействию

—Рт см

гу -,(Р} = =

^зад- /зад(^) 14-F0(P)e PT°FpM(P)

Wo (Р) Fp (Р) -Рт(
1 + Го (Р) Гр (Р) е

(4-2)

по возмущающему воздействию (возмущение f(P) действует на управляе-
мый параметр системы У(Р) через передаточную функцию Г/(Р), не содер-
жащую чистого запаздывания)

v , У (Р) Wf (Р)

~ I . . Ц:;, Т' ,7’1 ~

^4- .Х44,.-°]

Если Гр(Р) синтезирована таким образом, что обеспечиваются минималь-
ные значения статической и динамической ошибок в системе управления, содер-
жащей объект без запаздывания, то прн наличии запаздывания качество пере-

Рис. 4-2. Структурная схема автоматической системы стабилизации с упреди-
телем Резвика.

ходного процесса не изменится, а произойдет лишь смещение выходной вели-
чины У(Р) по времени на значение, равное т0. Если Г0(Р) в контуре обратной
связи регулятора не точно воспроизводит передаточную функцию ГДР) реаль-
ного объекта управления, то в системе появляется переходный процесс, так как
корректирующий сигнал обратной связи в этом случае не соответствует истин-
ному сигналу [18].
АСУ с учредителем Смита эффективно работают при условиях незначитель-
ного изменения запаздывания в объекте управления. Прн существенных изме-
нениях времени запаздывания необходимо в контуре компенсации иметь блок
регулируемого запаздывания ГТ 8. 40. 411, что усложняет АСУ. В этом случае
целесообразно решать вопрос компенсации запаздывания таким образом, чтобы
исключить блок регулируемого запаздывания из системы управления [83].

Рис. 4-3. Структурные схемы автоматической системы стабилизации для управ-
ления объектами с переменным запаздыванием:

а — с одним корректирующим устройством; б — с тремя корректирующими устройствами.

На рис. 4-3 показаны структурные схемы автоматической системы стабили-
зации для управления объектами с переменным запаздыванием, где WVy (Р),
W'ki(P), W,K2(f), №'кз(Р)—передаточные функции корректирующих устройств.
При WK2(P) W7k3(P) = и7о62(Р) передаточная функция АСУ имеет вид

- WP(PWo61 (P)Wo62(P) Рт0

^(Р)~ 1 + И7р (р) (Р) р7кз (Р) (4’4)

Предположим, что ГГк3(Р) = 1, a WK1(P) = WO5i(P) Wo62(P). Тогда для
данного вида передаточных функций корректирующих устройств передаточная
функция АСУ представляется следующим образом:

* ~ 1 + Wp (Р) Wo6i (Р) Й7об2 (Р) 1

т. е. мы получили результат, аналогичный предыдущему случаю с использова-
нием упреднтеля Смита.

67
Рассмотренные методы компенсации запаздывания дают возможность улуч-
шить динамические свойства системы управления, но не позволяют решить за-
дачу обеспечения требуемой динамической точности. Поэтому сам регулятор
следует синтезировать с позиций минимизации интегральной оценки качества
(см. раздел 4.3). При этом возникает задача определения закона управления
аналитическими методами [74, 77, 78].

В некоторых работах для управления объектами с запаздыванием рекомен-
дуется использовать И-регулятор; при этом [18] минимальное значение ин-
теграла ошибки будет по меньшей мере на 50% выше, чем для системы с
ПИ-регулятором. Однако простейший путь автоматического управления объек-
тов с 'существенным запаздыванием состоит в использовании И-регулятора.
И-регулятор можно настроить так, что отклонение будет затухать практически
до нуля по истечении времени тр = 8(то+тп). Если задаваться различными зна-
чениями показателя колебательности системы М, то коэффициент передачи
И-регулятора будет иметь следующее значение:

при М= 1,26 [18]

0,69

Ки = —;— (4-6)

1О

при М= 1,62 [123]

0,87

Ки=-^— (4-7)

**0

И-регулятор, охваченный обратной связью с упредителем Смита, переда-
точная функция которого имеет вид

(4-8)

эквивалентен инерционному ПИ-ретулятору с передаточной (функцией

Ч- 1

WP (р) = ^пи ТИР(ТР+ 1)' (4'9^

где

_ О.оТрКи _ *пи

Кпи~ 1 + т0АГи 1и-0,5то т- Ки

Если для И-регулятора принять настройку, соответствующую формуле (4-7),
то параметры инерционного ПИ-регулятора будут иметь значения: КрИ =0,232;
Ти = 0,5 т0 ; Т=0,267 то.

При применении П- и ПИ-регуляторов для управления объектами, обла-
дающими запаздыванием, с целью достижения заданной устойчивости необхо-
димо увеличить зону пропорционального регулирования. Размер этого увеличе-
ния зависит от регулируемости объекта [205].

Для определения требуемой зоны пропорционального регулирования Ур
находят отрезок А Ут, отсекаемый на оси ординат касательной в точке перегиба
к временной характеристике, получаемой при скачкообразном изменении управ-
ляющей величины X (рис. 4-4).

При показателе нарастания кривой разгона А = 1/(с1У/Ут)макс с хорошим
приближением справедлива формула [205]:

Ур = 0,5ДУт = 2т/Л

(4-10)

где т—время запаздывания.

Как видно из выражения (4-10), регулируемость объекта ДУт зависит от
отношения времени запаздывания к показателю нарастания. Если 2 т/71 прини-
68
мает большое значение, в регуляторе необходимо установить большую нерав-

номерность.

При П-регуляторах наблюдаются значительные установившиеся отклонения
управляемой величины, при ПИ-.рсгуляторах—большие отклонения ъ переход-
ных процессах. Если коэффициент передачи равен половине максимально допу--
стимого, то для систем с П-ре-гулятором ’величина установившегося отклонения

составляет 0,66 величины изменения на-
грузки [204].

Существенно меньшее время пере-
ходного процесса при минимальном
значении установившегося отклонения
наблюдаются в случае применения им-
пульсных регуляторов [204]. При этом
длительность прерывания должна соот-
ветствовать времени запаздывания.

Во многих объектах нефтеперераба-
тывающей и нефтехимической промыш-
ленности ставится задача поддержания
управляемого параметра на заданном
уровне с определенной точностью. За-
дачу управления такими объектами с
запаздыванием можно сформулировать

Рис. 4-4. Обработка экспериментальной
кривой (разгона.

следующим образом. При возмущающих воздействиях необходимо обеспечить
неравенство

I У (т) I Рзад ± Уо

(4-11)

где Уо— максимально допустимое отклонение управляемой величины г/(т) от
заданного значения Узад.

Если на объект управления воздействуют возмущающие воздействия
(рис. 4-5), система стабилизации не может работать надежно. Для управления

Рис. 4-5. Структурная схема сложного
объекта управления.

такими объектами необходимо построить инвариантные системы [160, 164].
Для независимости величины У от возмущающих воздействий необходимо, чтобы

WXY (Р) X (Р) + №zy (Р) Z (Р) + WfY (Р) F (Р) = 0 (4-12)

Уравнение (4-12) формулирует принцип инвариантности. Отсюда можно опре-
делить зависимость управляющих параметров (Z) от решений вырабатываемых
системой (U):

П(Р\=7/Р\— wxy(P) „ р, Уру(Р)

U (р) — Z (Р) — ~ WZY(P) WZY (Р) F(p) (4-13)
Передаточные функции могут быть записаны .в -следующем виде:
Wji (Р) = Кх(Р)е~Р^

С учетом этого выражения уравнение (4-13) примет вид

(4-14)

U (Р) = - ^XY(tp) е~Р (тхг~тхг) х (Р) -
KZY(P) '

-₽(ггу_г2у)^

^ZY(P)

(4-15)

Из последнего уравнения видно, что, измеряя Х(т) и А(т), -можно определить
управляющее воздействие U (т). Точность управляющих воздействий зависит
от точности определения -передаточных функций.

АСУ, реализующая уравнение (4-15),
показана на рис. 4-6. (Здесь Wц — пере-
даточная функция по каналу возмуще-
ния /— i; Е — совокупность парамет-
ров, характеризующих технико-экономи-
ческую эффективность объекта.) Эта
система управления является комбини-

Ри-с. 4-6. -Структурная -схема -многомер-
ной инвариантной системы управления.

рованной. В соответствии с задающим воздействием регулятор Р вырабатывает
управляющий сигнал U', а вычислительное устройство ВУ согласно уравнению
(4-15) определяет ту часть управляющего воздействия U, которая компенсиру-
ет эффект от возмущающих воздействий. С точностью, определяемой расчетом,
такая система обеспечивает независимость совокупности выходных параметров Y
от совокупности входных параметров X и совокупности возмущающих воздей-
ствий (контролируемых и неконтролируемых) F. При оптимальном управлении
из всех возможных комбинаций (совокупность управляющих параметров, т. е.
воздействий) Z, принадлежащих области Д мин % г Zi макс , наивыгоднейшими
являются те, которые при данных значениях X, F обеспечивают экстремум пара-
метра оптимизации.

В уравнение (4-15) входит -величина ptxfY~Т2У). Величина Дт,у =

= (т;у — т.п-) может иметь три значения: Дт,у=0; Дт;у > 0; Дт/у < 0.

При Дт/у = 0 получается упреждающая система; управляющее -воздейст-
вие U появляется одновременно с сигналами возмущающих воздействий X и F.
Поэтому запаздывание по управлению и возмущению не будет играть никакой
-роли.

При Дт,у>0 ВУ должно иметь блок запаздывания, который будет задержи-
вать управляющее воздействие U на время Дт/у.

При Дт;у < 0 уравнение (4-15) будет иметь вид

Для анализа величину ерЬ*)У разложим в -ряд Паде

FH.V (РДт;У)

С^РД^у)

РДТ 4V * •
е JY = lim
(ц+т)-кю

(4-17)
где

(p^jv) = 1

vP\TjY v (v — 1) (PATjy)2

1 (u + v) 1! ’’’ (p + v) ( ii + v — 1)2! "r ' ’

v (v__1). . .21 (РДт/у

(P + v). ,.(p + 1) V!

Ggv(PAT/y)=l

р.ЕАт;у p(p— 1) (PATjy)2

(P + v) 1! (p + v)(n + v~ I)2! ‘ ‘

р.(р-1),..2 1(РАт/г)’1
(P + v)...(v+ 1) p!

Ограничимся двумя членами ряда. При p = v = 2 получим

рьг.у А4Р2+6АтгуР+12

е гУ =----5--------------= (Р}

АтуУР2 —6Ат;-уР+12 v

(4-18)

Уравнение (4-18) является передаточной функцией элемента запаздывания. Из
характеристического уравнения

АтууР2 — 6Ат,уР +12 = 0 (4-19)

видно, что необходимое ги достаточное условие устойчивости не выполняется.
Если .характеристическое уравнение для отношения Kfr(P) IKzy(P) удовлетво-
ряет условию устойчивости, то добавление члена ер ^Tjy нарушает условия
устойчивости. При этом непосредственное использование уравнения (4-15) ста-
новится невозможным.

Если динамические свойства объекта управления ОУ изменяются во вре-
мени, то необходимо придать ВУ свойство самонастройки, что значительно ус-
ложнит это устройство. Поэтому необходимо перейти к другому классу систем
управления — к самонастраивающимся системам с прогнозирующими .моде-
лями [160].

На рис. 4-7 показана структурная схема самонастраивающейся системы с
динамической прогнозирующей моделью для управления объектами с запазды-
ванием [160]. Фактически эта система может быть представлена как совокуп-
ность нескольких одноконтурных систем ю упредителем Смита, включенным па-
раллельно объекту управления (см. рис. 4-1).

Синтезируемая самонастраивающаяся система с динамической прогнози-
рующей моделью состоит из объекта управления ОУ, устройства самонастрой-
ки УС и управляющего устройства УУ.

Прогнозирующая модель ПМ объекта управления предназначена для пред-
сказания поведения системы. ПМ должна работать так, чтобы за время опре-
деления управляющего воздействия U входные параметры ОУ изменялись на
достаточно малую величину. Измеренные соответствующими датчиками значе-
ния входных параметров поступают в блок усреднения БУ. Время усреднения
должно быть достаточным для подавления случайных сигналов, однако оно
должно быть равно или больше времени поиска решения УУ.

Математическая модель ОУ не всегда может быть определена с достаточ-
ной точностью. С другой стороны, в зависимости от продолжительности эксплу-
атации ОУ меняет свои параметры. Поэтому, для точного управления необхо-
димо настраивать параметры ПМ в соответствии с характеристиками ОУ. Эта
настройка выполняется с помощью блоков настройки БН. На входы БН посту-
пают разности е'=У—-У' и е,=Е—Е'. Величина е' тем больше, чем значитель-
нее разница в характеристиках ОУ и ПМ. БН представляет собой многока-
нальный оптимизатор, изменяющий параметры ПМ так, чтобы минимизиро-
вать s'. В некоторых случаях БН изменяет также структуру ПМ.
Вследствие запаздывания по каналу управления для определения е' одного
и того же значения управляющего воздействия выходные параметры ПМ пере-
даются через блок запаздывания БЗ. Значение времени запаздывания БЗ
должно быть равно времени запаздывания ОУ.

Если характеристики ПМ 'соответствуют характеристикам ОУ, то при пода-
че на ОУ такого же управляющего воздействия U, как и на ПМ, на выходе
ОУ устанавливается Y = Узад. Требуемые значения управляющего воздейст-

вие. 4-7. Структурная схема самонастраивающейся системы с динамической
прогнозирующей моделью.

вия U определяются с помощью автоматического оптимизатора АО. Когда
е"=У'—Узад достигает минимального значения, близкого к нулю, вычисленное
значение U передается на вход регулятора Р. Однако выходной сигнал АО
может передаваться также на вход ОУ. В качестве критерия точности опреде-
ления требуемого значения U могут быть использованы любые сложные зави-
симости, наиболее полно отражающие правильное ведение процесса в ОУ.

В работах [58, 59] предложена самонастраивающаяся система со стати-
ческой прогнозирующей моделью для управления сложными тепловыми объек-
тами с запаздыванием при наличии одного управляющего воздействия и п воз-
мущений. Такие объекты управления в линейном приближении можно описать
уравнением

Y е~ХиРи {Р} ~ S ~^р~ e~XiPfi (р) (4'20>

г=1 1

где BU(P), Bt(Р) —полиномы от Р степени m; Ki;, Ki — коэффициенты пере-
дачи объекта управления; Ту, т,— коэффициенты запаздывания.

Статическая модель объекта, описываемая уравнением

1 1 Л ,

U'(P)= -р-Узаа(Р) + —^У}К^(Р) (4-21)

£=1
вычисляет управляющее воздействие в зависимости от величины возмущающих
воздействий. Объект управляется П-регулятором, коэффициент передачи которо-
го равен Лп-Таким образом, получается комбинированная АСУ, структурная
схема которой показана па рис. 4-8, в. Статическая ошибка системы управления
характер из уе тс я у р ав н ени ем

2__,

6ст = 1 + КиКп Гзад + 1 + КиКп (4'22)

где а=К//Кц—отношение коэффициента передачи модели по каналу управ-
ления к коэффициенту передачи объекта по этому же каналу; a-;=K'ilKi— от-
ношение коэффициента усиления модели по i-му каналу возмущения к коэффи-
циенту передачи объекта по этому же каналу; fa — возмущение на входе
i-ro канала.

Из уравнения (4-22) видно, что при определенном значении Кп статиче-
ская ошибка Ест существенно зависит от величин а и а,. Величины Kifa могут
изменяться в пределах 0<К(/г,<е”акс, где е™кс представляет собой ‘верхний
предел ошибки. В наиболее неблагоприятном случае каждая из величин
Kifu= е’,акс. Минимальная величина статической ошибки будет иметь место в
случае, когда второй член уравнения (4-22) равен нулю, а это возможно, когда

(4-23)

4=1

Если параметры объекта Ки и К,- являются функциями времени или выход-
ной величины, то для обеспечения равенства (4-23) необходимо непрерывно в
соответствии с изменением величин Ки и Ki изменять величины Г1=щ/а, по-
стоянно обеспечивая равенство (4-23). С этой целью систему управления, пред-
ставленную на рис. 4-8, а, необходимо дополнить устройством самонастройки
коэффициентов статической .модели в соответствии со значениями коэффициен-
тов объекта управления (,рис. 4-8,6) [59]. Вычислительное устройство ВУ на-
ходит сумму взаимно-корреляционных функций и изменяет согласно уравнению

п п

У rt= — К 2 [ J е(т) (Т— To)dT] (4'24)

4=1 4=1

параметры модели, обеспечивая тем самым минимальную ошибку системы
управления; здесь К — коэффициент пропорциональности.

В последнее время для улучшения динамических свойств рада промышлен-
ных АСУ применяется принцип изменения структуры в переходном процессе.
Закон, по которому ведется изменение структуры системы, выбирается заранее.
С этой целью поведение системы n-го порядка представляют в п-мериом фазо-
вом пространстве, которое условно разбивают на ряд областей, в каждой из
которых формируется самостоятельный закон управления.

Системы с переменной структурой СПС являются существенно нелинейны-
ми АСР. Движение в них описывается системой нелинейных дифференциальных
уравнений.

В последние годы появилось большое число теоретических работ, посвящен-
ных вопросам построения и исследования СПС. Среди них важное место зани-
мают работы С. В. Емельянова и его сотрудников, работы свердловских мате-
матиков, возглавляемых Е. А. Барбашиным.

В работах [45, 118, 140] рассматриваются методы построения различных
типовых СПС.
Рис. 4-8. Структурные схемы самонастраивающихся систем со статической про-
гнозирующей моделью:

а — без подстройки параметров модели; б —с подстройкой параметров модели.
Задачи синтеза системы управления и разработки регуляторов с перемен-
ной структурой для типовых объектов управления с запаздыванием изложены
в работах [1, 26, 38, 71, 142].

4.2. АНАЛОГОВЫЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ УСТРОЙСТВА

КОМПЕНСАЦИИ ЧИСТОГО ЗАПАЗДЫВАНИЯ

ПРОМЫШЛЕННЫХ ОБЪЕКТОВ

При разработке системы управления с упредителем Смита ос-
новная проблема состоит в синтезе передаточной функции упре-
дителя Смита (см. рис. 4-1)

Г0(Р)(1-е-Рт°) (4-25)

Реализация этой передаточной функции в промышленных систе-
мах управления представляет определенные трудности, поэтому
до сегодняшнего дня подобные системы не нашли широкого при-
менения на промышленных объектах управления.

Как показывают проведенные исследования [18, 34, 40, 204],
системы управления с линейным упредителем Смита в объектах
с запаздыванием, позволяют получить значительно лучшее каче-
ство регулирования, чем системы, оснащенные серийными про-
мышленными регуляторами. Результаты этих исследований вы-
звали интерес к разработке промышленных линейных упредите-
лей для компенсации влияния чистого запаздывания объектов в
системах управления [184].

Рис. 4-9. Принципиальная схема линейного учредителя Смита (УС-1):

1, 4, 8, 13 — переменные дроссели — регулируемые пневмосопротивлення; 2, 6, 10, 14 — пнев-
матические емкости; 3, 1, // — повторители; 5, 9, 12 — постоянные дроссели; 15, /5 — пяти-
мембранные элементы сравнения.

Линейный упредитель синтезирован в четырех вариантах
(табл. 4-1) на элементах УСЭППА (рис. 4-9—4-12). В этих
устройствах синтезатор W0(P) аппроксимирован дифференциаль-
ными уравнениями первого (рис. 4-12)

_ 4РВЫХ — р

* ft I Г ВЫХ — ГВХ

(4-30)
Таблица 4-1

Тип линейного упредителя

УС-1 (см. рис. 4-9)

УС-П (см. рис. 4-10)

УС-Ш (см. рис. 4-11)

УС-IV (см. рис. 4-12)

Реализуемая функция

1 — 0,5 т0Р
ro(p)[1 “ 1 +0,5 т0.Р

Г 1 — 0,5 тоР

Т+о,5г>

IT (Р) --— ---

0,5тоР+ 1

Г° 0,5тоР+ 1
Передаточная функция синтезатора Значение или диапазон измене- ния коэффициента передачи синтезатора Лоб № формулы
W° ~ а0Р3 + а2Р- + а2Р + 1 1 (4-26)

w?0 (Л) “ а0Р3 + а±Р3 + а2Р + 1 1 (4-27)
Г° (Р) ~ а0Р3 + atPz + а.2Р 1 0 — ОО (4-28)

0 — оо (4-29)
и третьего (рис. 4-9—4-11) порядков

+ Т2Т3 4- ЛТ,)-^5- +

' iT i Т < Т \ выл ! о ____________ D

1' V 1 i * 2 I 1 з/ ~ ВЫХ — 'ВХ

(4-31)

где Гь Тъ Т3— постоянные времени последовательно соединенных,
апериодических звеньев Каждое апериодическое звено построена
на комбинации пневматического звена RC, выполненного на эле-

Рис. 4-10. Принципиальная схема линейного упреаителя Смита (УС-П):

1, 4, 7, 10, 18 — переменные дроссели; 2, 5, 8, 11, 19 — пневматические емкости; 3, 6, 9,
/2 — повторители; 13, 15—17, 2/— постоянные дроссели; 14, 20 — трехмембранные элементы
сравнения; 22, 23 — то же, пятимембранные.

ментах дроссель — объем, и развязывающего повторителя типа
следящая камера — повторитель.

Постоянную времени апериодических звеньев можно опреде-
лить из выражения:

T = W (4-32)

где V — объем воздуха в емкости звена, см3; R — постоянная,
равная 2930 см/К; 0 — абсолютная температура воздуха в емко-
сти звена, К; у — проводимость переменного дросселя, см2/с.

Значение Т можно настраивать в широких пределах, изменяя
величину проводимости дросселя.

После несложной перекоммутации синтезатора (рис. 4-9—
4-11) могут быть реализованы модели объектов, описываемых
дифференциальными уравнениями первого и второго порядков.

Первые два варианта линейного упредителя реализованы по
структурной схеме, показанной на рис. 4-1, б, г. В этих устройствах
синтезатор WO(P) включен последовательно с устройством запаз-
дывания е~₽то; выходной сигнал е_рто вычитается из выходного
сигнала синтезатора №0СР). Здесь коэффициенты передачи син-
тезаторов W0(P) равны единице. В связи с этим если /Соб=#1, то
в контур объекта управления последовательно с ним необходимо
включить элемент с коэффициентом передачи /<п. Для получения
условия, идентичного условиям моделирования W0(P), коэффици-
ент передачи безынерционного элемента должен быть настроен в со-
ответствии с коэффициентом передачи объекта Доб, т. е. Ка =
= 1/ДОб- В качестве элемента, реализующего коэффициент пере-
дачи Кп, можно использовать промышленный пневматический ре-
гулятор ПР2.5 системы СТАРТ.

Идеальный блок запаздывания должен иметь амплитудно-ча-
стотную характеристику |1Р(/(о9| = 1 и фазо-частотную характе-
ристику ф(<в)=—<£>То. Поскольку точно воспроизводить обе ха-
рактеристики одновременно невозможно, используются методы
разработки устройств, с достаточной точностью воспроизводящих

Ряс. 4-11. Принципиальная схема линейного учредителя Смита (УС-Ш):

1, 4, 8, 13, 15, 22 — переменные дроссели; 2, 6, 10, 14, 16 — пневматические емкости; 3, 7,
11 — повторители; 5, 9, 12, 18, 21, 23 — постоянные дроссели; 17, 19, 24 — пятимембранные
элементы сравнения; 20— задатчик малой мощности; 25 — дроссельный делитель; 26— уси-
литель мощности.

либо амплитудно-частотную, либо фазо-частотную характеристику
в определенном интервале частот входных сигналов. При построе-
нии устройств запаздывания нами был использован первый ме-
тод. Для этого функция е~Рхо была разложена в быстро сходя-
щиеся ряды, после чего ограничивались первым членом ряда, что
создало хорошие предпосылки для технической реализации. Хо-
рошие результаты дает разложение е~Рхо в дробный ряд Паде,.
которое при ограничении первым членом ряда приводит к виду

1 _ 0.5тоР

1 +0,5ъР

(4-33)

На элементах УСЭППА эта функция может быть реализована
по различным схемам. Рассмотрены два варианта технической ре-

Рис. 4-12. Принципиальная схема линейного упредителя Смита (УС-IV):

1, 5, 9, 15 — переменные дроссели; 2, 6, 10 — пневматические емкости; 3— повторитель; 4, 8,
13, /6 — постоянные дроссели; 7, 11, 14 — пятимембранные элементы сравнения; 12 — задат-
чик малой мощности; 17 — дроссельный делитель; 18 — усилитель мощности.

ализации функции (4-33); в первом варианте линейного упреди-
теля величина запаздывания реализована по принципиальной
схеме, показанной на рис. 7-11,6; во втором варианте линейного
упредителя— по принципиальной схеме, показанной на рис. 7-11,а.

Третий и четвертый варианты линейного упредителя реализо-
ваны по структурной схеме, показанной на рис. 4-1, а, в. В этих
устройствах синтезатор включен последовательно с устрой-
ством (1—е~Рхо). С учетом выражения (4-33) получим

_Рт хоР

1+е °" 0,5тоР+1 <4-34)

Реализации этой функции на элементах УСЭППА так же могут
быть выполнены по различным схемам. В рассмотренных устрой-
ствах (см. рис. 4-11 и 4-12) Коб может быть настроен в широких
пределах, т. е. О < Коб < °°-
Обсуждение результатов лабораторных и промышленных исследований.
В целях сравнения систем управления с разработанными линейными упреди-
телями и без них были исследованы переходные процессы в объекте. Исследова-
ние проводилось как с помощью специально разработанной лабораторной уста-
новки, так и в промышленных условиях [184].

Было изучено влияние неправильного представления величины чистого за-
паздывания т0 и коэффициента передачи объекта управления Ков 'в линейном
учредителе. -Как показывают результаты этих исследований, точно представить
величину То до некоторой степени более важно, чем величину Ков-

В промышленных условиях разработанные пневматические линейные учре-
дители были испытаны на трубчатых печах атмосферной установки и установки
по производству депрессатора. По каналу управления эти трубчатые печи соот-
ветственно характеризуются передаточными функциямия 1Ра для атмосферной
установки и 1РД для производства депрессатора, измеряемыми в отношениях гра-
дусов стоградусной шкалы к процентам максимального хода клапана:

О,84 _2Р

(Р) = (5Р -I- 1)(2,5Р+ 1)(1,4Р+ 1) е (4‘35)

2,0 —1,5Р

(ЗР+1)(1,6Р+1)(1,05Р+1) е ’ <4’36)

В период испытаний выходная температура сырья в исследуемых трубча-
тых печах регулировалась по выходу -с применением ПИ-регуляторов.

Рис. 4-13. Кривые переходных процессов промышленных систем стабилизации
трубчатой печи -атмосферной установки:

а — при изменении задания; б — то же, нагрузки; / — системы без линейного упреднтеля;

2 — системы с линейным упредителем; 3 — системы с оптимальным регулятором.

В системе стабилизации трубчатой печи атмосферной установки был при-
менен вариант линейного упредителя, показанный на рис. 4-9, а в трубчатой
печи -установки процесса производства депрессатора — вариант, представленный
на рис. 4-11. Первый вариант линейного упредителя в системе управления был
подключен в цепь обратной связи регулятора (см. рис. 441,6), а второй — па-
раллельно объекту управления (ом. рис. 4-1, в). Величина Ков =0,-84 была уста-
новлена на реле соотношения РС-ЗЗА, подключенном на выходе регулятора,
80
охваченного обратной связью линейного упредителя. В качестве сумматоров в
синтезированных системах были использованы блоки ПФ1.3 и ПФ1.1.

Результаты промышленных исследований, измеряемые в относительных еди-
НИЦаХ, ПрСДСТИВЛСНЫ На. рИС. 4-13 (ДЛЯ Труб'ЧаТОИ iiC'-iii йJMOClpCpHuil
и пис 4-14 (для трхбчатой печи установки процесса производства депрессато-
ра). На рис. 4-13, а и рис. 4-14, а показаны переходные процессы в системах
при изменении задания, а на рис. 4-13,6 и рис. 4-14,6 показаны переходные

Рис. 4-14. Кривые переходных процессов промышленных систем стабилизации
трубчатой печи установки то производству депрессатора:

а — при изменении задания; б — то же, нагрузки; 1 — системы без линейного упреднтеля;

2 — системы с линейным упредителем; 3 — системы с оптимальным регулятором.

процессы при скачкообразном изменении нагрузки — расхода сырья. Кривые 1
соответствуют системам без линейного упредителя, кривые 2 характеризуют
переходные процессы в системах с линейным упредителем. По качеству пере-
ходных процессов системы с линейным упредителем превосходят соответствую-
щие процессы в обычных системах. Однако следует отметить, что системы с
упредителем Смита эффективно работают при 'Незначительном изменении пара-
метров объекта управления.

В таких системах качество управления зависит также от степени адекват-
ности модели W0'(P} в учредителе Смита реальному объекту, а также от точ-
ности реализации т0-

На основании лабораторных и промышленных исследований можно сделать
вывод о том, что для создания эффективных систем управления объектами с
запаздыванием необходимо синтезировать алгоритм основного регулятора по
выбранному критерию, а компенсацию запаздывания осуществлять уже при на-
личии синтезированного регулятора [175, 484].

4.3. СТРУКТУРНЫЙ СИНТЕЗ ОПТИМАЛЬНЫХ СИСТЕМ
АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ДЛЯ‘СЛОЖНЫХ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОБЪЕКТОВ С ЗАПАЗДЫВАНИЕМ

Большинство объектов управления нефтепереработки, нефте-
химии и химии (например, трубчатые печи, ректификационные
колонны, теплообменники и т. д.) по своим динамическим свой-
ствам относятся к классу сложных технологических объектов.
В настоящее время для управления такими объектами часто при-
бегают к построению сложных многосвязных систем, что в боль-
шинстве случаев не оправдывается с экономической точки зрения
и требует обслуживания высококвалифицированным персоналом.
Кроме того, вследствие отсутствия достоверной информации о ди-
намических характеристиках внутренних связей и необходимых
средств автоматизации, разработанные системы зачастую стано-
вятся неработоспособными. Поэтому возникла необходимость в
разработке специального алгоритма управления применительно к
сложным технологическим объектам, обладающим чистым запаз-
дыванием.

Задача синтеза регуляторов для промышленных объектов
управления с запаздыванием является актуальной. Известные ра-
боты по синтезу регуляторов для объектов управления с запазды-
ванием были направлены в основном к одной цели — компенса-
ции запаздывания. Наибольший интерес представляет работа
Смита [123], где предлагается наиболее эффективный метод ком-
пенсации чистого запаздывания. Однако, как показывают иссле-
дования подобных систем в промышленных условиях, случаи,
когда упредителем Смита охватываются стандартные регулято-
ры, не всегда приводят к желаемым результатам. Особенно это
характерно для управления сложными технологическими объек-
тами. Поэтому при создании эффективных систем автоматическо-
го управления указанными объектами необходимо синтезировать
алгоритм основного регулятора по выбранному критерию, а ком-
пенсацию запаздывания осуществлять уже при наличии синтези-
рованного регулятора.

В настоящее время получила распространение методика син-
теза систем управления по основным параметрам объекта и по-
казателям качества управления. Исходя из динамических свойств
объекта и показателей качества кривой переходного процесса оп-
ределяется тип регулятора [51]. Если выбранный стандартный
регулятор не удовлетворяет заданному качеству, то синтезиру-
ются корректирующие цепи [51]'. В выборе корректирующих це-
пей собственно и состояла задача синтеза системы управления.
Указанная задача синтеза распространилась на линейные, нели-
нейные и импульсные системы, системы с запаздыванием и рас-
пределенными параметрами, а также на системы, подвержен-
ные действию случайных возмущений.

Естественно, рассмотренная методика не может являться са-
мой общей и всегда рациональной, так как наилучшие регулято-
ры могут вовсе не быть линейными даже для линейного объекта
управления. Структурная схема регулятора также подлежит оп-
ределению в процессе синтеза [47, 84, 86, 98, 105, 175, 177, 193].

После опубликования работ А. М. Летова появились новые
идеи синтеза регуляторов [77, 78]. При аналитическом конструи-
ровании регуляторов особое значение имеет выбор критериев оп-
тимальности. Критерий качества должен соответствовать наилуч-
шей работе объекта управления и в то же время быть достаточно
простым для разрешения задачи аналитического конструирова-
ния. Определение критериев качества является самостоятельной
задачей. В настоящее время широко применяются квадратичные
критерии качества, а именно, обобщенный интегральный критерий

ОО

J = J (82 4- Т1Р2 4- x2U2) dx (4-37)

или

J (е2 + Te2)dx
о

(4-38)

где Ti, т2, Т — весовые константы, значения которых выбираются
в зависимости от стоимости управления и требований к переход-
ному процессу [51]; е — отклонение управляемого параметра от
задания; U — изменение управляющего воздействия.

Интеграл из выражения (4-38) во многих случаях обеспечи-
вает апериодический переходный процесс.

Как показывают исследования, в большинстве своем техноло-
гические объекты, с достаточной точностью описываются урав-
нением

(аоВ3 + а1В2 + а2Р+1)У(Р) = Коб{/(РК °

(4-39)

Для объекта управления, характеризующегося уравнением
(4-39), найдем структуры и параметры регулятора, при которых
в результате переходного процесса функционал (4-38) принима-
ет минимальное значение. Регуляторы с такими структурами и
параметрами будем называть оптимальными. При нахождении
передаточной функции оптимального регулятора был допущен
ряд дополнений по методике, рассмотренной в работе [105], для
случая, когда объект управления описывался уравнением (4-39).

Для объекта управления с запаздыванием нижний предел ин-
теграла из выражения (4-38) должен быть равен то, так как в
интервале от 0 до т0 воздействие на управляемую величину рав-
но нулю. Тогда при 0^т^то имеем

у W = о |

8 (т) = Узад (Р 1 (4-40)

е' (т)О J

Запишем граничные условия задачи:

У W = о
у (эо) = г/зад
8 (т-о) = Узад
е (со) = О

(4-41)
Требуется, выполняя условия (4-40) и (4-41), найти закон
управления U = R(e,), минимизирующий интеграл из выражения
(4-38). Здесь R искомый оператор оптимального регулятора.

Рис. 4-15. Структурная схема одноконтурной автоматической системы стабили-
зации:

(Р) — известная передаточная функция объекта; Узад (^) — задание; е(Р) — отклоне-
ние управляемого параметра от задания; U(P) — управляющее воздействие.

Для определения оператора R и структуры конструируемого
оптимального регулятора необходимо определить е(Р) и U(P)
(рис. 4-15), так как

(4'42)

Имеем вариационную задачу [96]1. В результате решения этой
задачи получим

Узад(Р)(тР + 1-е-рт°)

6 (Р)— ( ТР \-\ ) Р (4-43)

Из уравнения (4-39) имеем:

апР3 + а,Рг -4- агР -4- 1

U(P)= ° 1 _Тт 2 (4-44)

Кобе 0

Применив преобразование Лапласа к выражению е(т) =
= Узад(х)— у(х), получим

е(Р) = -^а*(Р-)--У(Р)

Отсюда, с учетом выражения (4-43), имеем;

г (Р) = -^р+?)р' е~Рх° (4'45)

При совместном решении уравнений (4-44) и (4-45) получим

U = (Р)3(ТР + 1)Р (4'46>

где

(Р) = а0Р3 + а°Р* + а2Р + 1

Тогда передаточная функция оптимального регулятора для объ-
екта управления с запаздыванием будет иметь вид

1Г°П (Р) =--!(4-47)

W0(P)(TP+l— е «)
Выражение (4-47) может быть использовано при синтезе оп-
тимального регулятора для объектов управления, описываемых
уравнениями любого порядка.

Выражения (4-1) и (4-47) совпадают при

(Р) — (Р} ТР (4-48)

Выражение (4-48) есть передаточная функция оптимального
регулятора для объекта управления без запаздывания. Тогда
структурная схема оптимального регулятора, описываемого вы-
ражением (4-47), может быть реализована по методу Смита
[123]. Для этого передаточную функцию (4-48) следует охватить
обратной связью W70('/3^('l—е~рхо) (см. рис. 4-1, а, б).

В рассматриваемом случае передаточная функция оптималь-
ного регулятора для объекта управления без запаздывания будет
иметь следующий вид:

¥°п (Р) = ЛОР2 + ЛР + А2 + ~ (4-49)

Яо 1 ^2 1

где A* = ~iQir’ В = ~К^Т-

Как видно, выражение (4-49) является передаточной функци-
ей ПИДД-регулятора. Отечественной промышленностью ПИДД-
регулятор не выпускается. Поэтому в качестве ПИДД-регулятора
можно применять последовательно соединенные ПИД- и ПД-ре-
гуляторы.

Рис. 4-16. Структурная схема автоматической системы стабилизации, снабжен-
ной оптимальным регулятором для объекта управления с запаздыванием.

Приравнивая коэффициенты при одинаковых степенях Р в вы-
ражениях (4-49) и ПИДД-регулятора

^пидд (Р) = КпидКпд Т’пТпР2 + (Т’п + 7п) Р +

+ Ри (Ги+Тп)+

(4-50)
получим следующие выражения для параметров оптимального ре-
гулятора:

Л — ХпидКпдТ’пТ’п = /<об7’ (4-51)
— КпидКпд (Тп + ?n) + К'об?’ (4-52)
. _ АпидКпд ,т\- Л2- Ги (Ти (-Тп)- (4-53)
КпидКпд 1 О гр IS гр * И Лоб* (4-54)

где Кпд, Кинд—соответственно коэффициенты передачи ПД- и
ПИД-регуляторов; Тп, Тп—соответственно время предварения
ПД- и ПИД-регуляторов; Ти—время изодрома ПИД-регулятора.

Структурная схема автоматической системы стабилизации с
оптимальным регулятором для объекта управления с запаздыва-
нием представлена на рис. 4-16.

4.4. ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ ОПТИМАЛЬНЫЕ РЕГУЛЯТОРЫ

ДЛЯ СИСТЕМ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ
СЛОЖНЫМИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМИ ОБЪЕКТАМИ
С ЗАПАЗДЫВАНИЕМ

Как показали лабораторные и промышленные исследования
(см. раздел 4.2), компенсация влияния чистого запаздывания в
системах стабилизации с применением линейных упредителей
Смита позволяет значительно улучшить качество регулирования.
Однако, как было показано, применение линейного упредителя не
всегда обеспечивает требуемое качество. Поэтому возникла не-
обходимость в синтезе специального оптимального регулятора
(см. раздел 4.3), обеспечивающего требуемое качество переходных
процессов в типовых сложных объектах с запаздыванием при раз-
личных режимах их работы.

Техническая реализация алгоритма (4-47) синтезированного
оптимального регулятора выполнена на элементах УСЭППА в
трех вариантах [53, 54]: с линейными (рис. 4-17) и нелинейны-
ми (рис. 4-18) статическими характеристиками и независимыми
настроечными параметрами (рис. 4-19).

Построенные пневматические оптимальные регуляторы услов-
но можно разделить на следующие узлы:

модель объекта управления без звена запаздывания (эле-
менты 1—12);

звено запаздывания (элементы 13—15);
Рис. 4-17. Принципиальная схема оптимального .регулятора ПОР-З-ЛХ для управления объектом с запаздыванием:

/, 4, 7, 13, 17, 21, 24, 26, 31 — переменные дроссели; 2, 5, 8, 14, 18, 22. 32 — пневматические емкости; 3, 6, 9, 36 — повторители; 10—12, 25—29, 33,
оо 34, 38 — постоянные дроссели; 15, 16, 20 — пятимембранные элементы сравнения; 19, 23, 30 — трехмембранные элементы сравнения; /5 — уси-
литель мощности; 37 — выключающее реле.
Рис. 4-18. Принципиальная схема оптимального регулятора ПОР-З-НХ для управления объектом с запаздыванием:

/ 4, 1, 13, 17, 29 — переменные дроссели; 2, 5, 8, 14, 18, 22, 30 — пневматические емкости; 3. 6, 9 — повторители; 10—12, 21, 31—33 — постоян-
ные дроссели; 15, 16, 20, 23, 25 — пятимембранные элементы сравнения; 19, 28 — трехмембранные элементы сравнения; 24 — дроссельный де-

литель; 26 — усилитель мощности; 27 — выключающее реле.
PtUK

Рис. 4-19. Принципиальная схема оптимального регулятора ПОР-ЗИП для управления объектом с запаздыванием;

1, 5, 9, 13, 20, 29, 34 — переменные дроссели; 2, 6, 10, 14, 21, 30, 35 — пневматические емкости; 3, 7, // — повторители; 4. 8, 12, 17, 24, 32,
37 — постоянные дроссели; 15, 16, 19, 22, 25, 26, 28, 33 — пятимембраниые элементы сравнения; 18 — задатчик малой мощности; 23 — дрос-
сельный делитель; 27 — усилитель мощности; 31, 36 — трехмембранные элементы сравнения; 38 — выключающее реле.
устройство для алгебраического суммирования сигнала, про-
порционального текущему значению управляемого параметра, сиг-
нала, сформированного на выходе модели объекта без запазды-
вающего звена, и сигнала на выходе звена запаздывания (эле-
мент 15);

устройство для ввода в закон управления сигнала, пропорцио-
нального первой производной управляемого параметра (элемен-
ты 17—19 и 38 на рис. 4-17; элементы 17—19 и 32 на рис. 4-18 и
элементы 28—32 на рис. 4-19);

устройство для ввода в закон управления сигнала, пропорцио-
нального разности и интегралу от разности между текущим и за-
данным значениями управляемого параметра (элементы 20—29
и 36 на рис. 4-17; элементы 20—25 на рис 4-18 и элементы 19—25
на рис. 4-19);

устройство для ввода в закон управления сигнала, пропорцио-
нального второй производной управляемого параметра (элементы
30—33 на рис. 4-17, элементы 28—31 на рис. 4-18, элементы 33—
36 на рис. 4-19);

усилитель мощности (элемент 35 на рис. 4-17, элемент 26 на
рис. 4-18 и элемент 27 на рис. 4-19);

устройство для дистанционного переключения с автоматиче-
ского управления на ручное и обратно (элемент 37 на рис. 4-17,
элемент 27 на рис. 4-18 и элемент 38 на рис. 4-19).

Без учета модели объекта оптимальные регуляторы ПОР-З-ЛХ
и ПОР-З-НХ (см. рис. 4-17 и 4-18) характеризуются следующим
уравнением динамики:

, „ (рп Рзад) ( , ^'п^'п " \ 4 (РП Рзад)

Рвых = + Ти + КГп у Щ +

/ ГП гп\ 1 Г

+ 1К + уи + уи 1 (РП— Рзад) + 1 (рп — Рзад)4т (4-55)

Как видно из уравнения (4-55), эти оптимальные регуляторы
имеют зависимые настроечные параметры, что создает определен-
ные трудности при настройке таких регуляторов. В связи с этим
разработан оптимальный регулятор с независимыми настроечны-
ми параметрами — ПОР-З-НП. При изменении значения ри Дав-
ление на выходе этого оптимального регулятора (см. рис. 4-19)
практически изменяется по выражению

Рвых — к (Р16 Рзад) + 'Г 1 (Р16 — Рзад)4т +
1 И J

। 4 (Pis Рзад) , т' 42 (р16 — Рзад)

+ 'п dr т-'п'п di2

(4-56)

где р1б=рм + рп—р15-

Работа оптимального регулятора ПОР-З-НП при текущем зна-
чении управляемого параметра рл, равном заданию рзая, протека-
ет следующим образом. При постоянстве этих сигналов во време-
ни за счет интегрирующей части оптимального регулятора на вы-
ходной линии устанавливается некоторое постоянное начальное
давление. При этом на выходе модели объекта без запаздываю-
щего звена также устанавливайся постоянное давление. Значе-
ние давления на выходе модели объекта в переходных режимах
определяется на основе дифференциального уравнения (4-31).

Давление на выходе элемента запаздывания в переходных ре-
жимах характеризуется следующим уравнением

то ~г Р15 — Рм то (4-57)

Здесь То — постоянная времени инерционного звена на базе
регулируемого дросселя 13 и емкости 14; рм, Щз — соответственно
давление на выходе модели объекта и на выходе элемента 15.

Из уравнений (4-31) и (4-57) вытекает, что при т—*-0 на вы-
ходе элемента 15 устанавливается некоторое начальное давление
Phis- При этом на выходе элемента сравнения 16 установится дав-
ление pi6 = pn=const- Выходной сигнал устройства для введения в
закон управления сигнала пропорционального первой и второй
производной управляемого параметра будет равен ро- Следова-
тельно, вследствие равенства рп и рзад на выходе интегрирующего
звена установится давление, равное начальному значению выход-
ного давления оптимального регулятора рНВых.

Линейность статических характеристик оптимального регуля-
тора ПОР-З-ЛХ достигается за счет двух дроссельных суммато-
ров 24, 25 и 26, 27 (см. рис. 4-17).

Приравнивая коэффициенты при одинаковых степенях Р в
уравнениях (4-49), (4-55) и (4-56), получим следующие выраже-
ния для настроечных параметров оптимальных регуляторов:

для ПОР-З-ЛХ и ПОР-З-НХ

ЛО = КТ'ПТ’П=-^ (4-58)

т' тп

А1 = КТп+-^г + КТ'п = -~ (4-59)

Т'п ТП а2

Л2 = +"п7 = ~К^Т ^5'69)

B=nT=='wr (4'61)

для ПОР-З-НП

Ло = тптп = (4-62)

, д,

= = (4‘63)
, а2

Ai==K=~K^r

В ~ Ти~ КобТ

(4-64)

(4-65)

где К — коэффициент передачи оптимальных регуляторов; Т'п,
Тп — значения времени предварения оптимальных регуляторов;
7И—время изодрома оптимальных регуляторов.

Рис. 4-20. Структурная схема промышленной автоматической системы стабили-
)ации с синтезированным пневматическим оптимальным регулятором.

Настроечные параметры построенных оптимальных регулято-
ров могут быть определены и по выражениям (4-109) — (4-112), по-
лученным в разделе 4.5. Параметры Ао, Ah А2 и В настраиваются
регулируемыми дросселями (см. рис. 4-17—4-19).

Структурная схема промышленной системы стабилизации, в
которой применены разработанные пневматические оптимальные

Рис. 4-21. Принципиальная схема усилителя — аналогового пневматического уст-
ройства, обеспечивающего изменения коэффициента передачи в пределах от 0
до оо:

1 — пятимембранный элемент сравнения; 2 — переменный дроссель; 3 — постоянный дрос-
сель; 4 — дроссельный делитель; 5 — усилитель мощности.
регуляторы, представлена на рис. 4-20. Настроечные параметры
оптимальных регуляторов находятся из выражения (4-58) — (4-65)
При Аоб = 1-

Чтобы получить условия, идентичные условиям моделирова-
ния оптимального регулятора, в контур объекта управления по-
следовательно с ним включен элемент, обладающий коэффициен-
том передачи Кп. Коэффициент передачи безынерционного эле-
мента должен быть настроен в соответствии с коэффициентом пе-
редачи объекта ДобСКп= 1/Доб)- В качестве элемента, реализую-
щего коэффициент передачи Ап, можно использовать промышлен-
ный пневматический регулятор ПР2.5 системы СТАРТ, реле со-
отношения ПФ 1.11 (РС-ЗЗА) либо специально разработанное для
этой цели устройство, называемое усилителем; его принципиаль-
ная схема приведена на рис. 4-21. Операция умножения входной
величины на постоянный коэффициент осуществляется с помощью
элемента 1 с четырьмя входами и дросселей 2—4. Выходной сиг-
нал этого устройства усиливается по мощности усилителем мощ-
ности 5. В зависимости от положений регулируемых дросселей 2
и 4 величина а (коэффициент передачи усилителя) может быть
изменена в пределах от 0 до оо.

Техническая характеристика пневматических оптимальных ре-
гуляторов приведена ниже:

Рабочий диапазон изменения аналоговых
входных и выходных сигналов, МПа .

Общий диапазон изменения аналоговых
выходных сигналов, МПа . . . .

0,02—0,1

От 0—0,005 до не
менее 0,1, причем не
более давления пита-
ния

Диапазон настройки предела пропорцио-
нальности, %

ПОР-З-ЛХ...........................

ПОР-З-НХ и ПОР-З-НП . . . .

Время изодрома.........................

Время предварения по первой и второй
производной, мин.......................

Смещение контрольной точки регуляторов
при температуре окружающей среды
20±5 °C................................

Длина трассы (в м) передачи пневмати-
ческих сигналов при внутреннем диамет-
ре импульсной линии передачи 6 мм .

Относительная влажность воздуха в по-
жаро-взрывоопасных помещениях, где
могут быть установлены приборы, % •

Температура окружающего воздуха, °C .

Давление сухого, очищенного от пыли и
масла воздуха в линии питания (от об-
щего коллектива или от сети через инди-
видуальные фильтры и редукторы), МПа

От 2 до 3000

От 5 до 3000

От 3 с до не менее
100 мин

От 0,1 до 10

Не выше ± 1 % мак-
симального входного
сигнала

До 150—300

От 30 до 80

От +5 до +50

0,14±10%
Оптимальные регуляторы собраны в металлическом корпусе. Все элементы
размещены на двух съемных платах (рис. 4-22). На верхней плате установлены
элементы, реализующие модель объекта, а также звено запаздывания. На ниж-
ней плате размещены элементы, реализующие ЛИДД-закон регулирования.
Верхняя и нижняя секции оптимальных регуляторов связаны хлорвиниловыми
трубками.

Рис. 4-22. Оптимальный регулятор ПОР-З-НХ.

Оптимальные регуляторы монтируются на задней стенке центрального щита
на кронштейнах. На нижней стенке оптимальных регуляторов расположены под-
соединительные штуцеры.

Оптимальные регуляторы устанавливаются отдельно от вторичного прибо-
ра. Коммутация оптимальных регуляторов с вторичным прибором осуществля-
ется с помощью вилки, которая вставляется в штекерный разъем вторичного
прибрра. Присоединение всех линий осуществляется в соответствии с маркиров-
кой штуцеров регулятора и табличкой, укрепленной на задней стенке вторично-
го прибора. В качестве вторичного прибора могут быть использованы приборы
со станцией управления: ПВ10-11Э, ПВ10-1П; ПВЗ-2 и ЗРЛ-29В.

Обсуждение результатов лабораторных и промышленных исследований.
Построенные оптимальные регуляторы были исследованы в лабораторных и в
промышленных условиях. В лаборатории исследование проводилось на спе-
циально разработанной установке.

При исследовании одним из основных вопросов являлось определение влия-
ния степени адекватности модели объекта в оптимальном регуляторе (Р)
реальному объекту управления W^cf-P,). Результаты этих исследований показа-
ли, что при (Р) =/= 1ГОб(Р) качество переходного процесса по управляющему
воздействию ухудшается и имеется некоторое улучшение по возмущающему воз-
действию; в обоих случаях появляется установившееся статическое отклонение.

Исследование влияния неправильного представления величины чистого за-
паздывания То и коэффициента передачи объекта управления Коб ® оптималь-
ных регуляторах показало, что точнее представить величину то в некоторых слу-
чаях более важно, чем величину Коб-

Построенные оптимальные регуляторы были внедрены на трубчатых печах
атмосферной установки н установки процесса производства депрессатора [53,
64]. По каналу управления эти трубчатые печи описываются передаточными
функциями (4-35) и (4-36) соответственно.

В период испытаний трубчатые печи работали на жидком топливе (мазу-
те). В системе стабилизации трубчатой печи атмосферной установки был внед-
рен оптимальный регулятор ПОР-З-НХ (при постоянном расходе топлива), а
в трубчатой печи установки процесса производства депрессатора оптимальный
регулятор ПОР-З-НП (при переменном расходе топлива). В системах в качестве
элемента, реализующего коэффициент 'передачи Ки, использованы реле соотно-
шения РС-ЗЗА.

Принципиальные и структурные схемы системы стабилизации трубчатых пе-
чей с применением оптимального регулятора представлены на рис. 4-23 и 4-24;
на рис. 4-25 показана принципиальная схема автоматизации трубчатой печи
со схемой коммутации оптимального регулятора, когда управляющая величина
регулируется при переменном расходе.

Рис. 4-24. Структурные схемы автоматической системы стабилизации объектов
управления с применением оптимального регулятора, управляющая величина ко-
торого регулируется при переменном (а) и постоянном (б) расходах.

Кривые переходных процессов 'внедренных систем стабилизации ;в относи-
тельных единицах представлены на рис. 4-13 (для трубчатой печи атмосферной
установки) и на рис. 4-14 (для трубчатой печи установки процесса производства
депрессатора). На рис. 4-13, а и рис. 4-14, а показаны кривые переходных про-
цессов при изменении задания, а на рис. 4-13,6 и рис. 4-14, б — кривые пере-
ходных процессов при изменении нагрузки (расхода сырья). Кривые 1 соот-
ветствуют одноконтурным системам с ПН-регулятором; кривые 2 и 3 соответ-
ственно показывают переходные процессы в системах с линейными упредителями
(см. раздел 4.2) и оптимальными регуляторами. Как видно. качество перехот-
ных процессов в системах стабилизации с оптимальным регулятором превосхо-
дит соответствующие процессы в системах с нИ-рсгулятором и с линейным
упредителем

Рис. 4-25. Принципиальная схема автоматизации трубчатой печи со схемой
коммутации оптимального регулятора:

1 — трубчатая печь; 2 — термопара; 3 — электрический преобразователь; 4 — то же, пнев-
матический; 5 — манометры; 6 — редуктор; 7 — реле соотношения; 8 — исполнительный ме-
ханизм; S — вторичный прибор; 10 — оптимальный регулятор.

При соответствующем подборе настроечных параметров построенные пнев-
матические оптимальные регуляторы могут быть использованы в любых систе-
мах управления технологическими параметрами, обладающими значительным,
запаздыванием.

4.5. ПАРАМЕТРИЧЕСКИЙ СИНТЕЗ ОПТИМАЛЬНЫХ СИСТЕМ
АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ДЛЯ ТИПОВЫХ
ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ОБЪЕКТОВ УПРАВЛЕНИЯ
С САМОВЫРАВНИВАНИЕМ

Выбор структуры и параметров регуляторов исходя из пере-
даточной функции объекта и показателя качества является од-
ной из важнейших задач при разработке оптимальных систем
управления.
Во многих случаях решение задачи оптимизации структуры и
параметров регуляторов приводит к получению таких передаточ-
ных функций, реализация которых представляет определенные
трудности. В связи с этим задача аналитического синтеза переда-
точной функции регулятора будет решаться с использованием
стандартных промышленных регуляторов [179].

Из результатов работ [42, 98] вытекает, что для различных
объектов оптимальными будут различные регуляторы:

Объект

Безынерционный .

Одноемкостной .

Двухъемкостной .

Трехъемкостной .

Вид регулятора

И
пи
ПИД
пидд

При дальнейшем увеличении порядка дифференциального урав-
нения объекта управления число дифференцирующих составляю-
щих в законе управления возрастает.

Структурная схема одноконтурной системы представлена на
рис. 4-15.

Пусть качество управления определяется функционалом (4-37).

Требуется найти такие параметры регуляторов Wp(P), чтобы
в результате переходного процесса функционал (4-37) принял
минимальное значение.

Поставленная задача является обобщенной задачей Лагранжа
на условный экстремум и, следовательно, для ее решения может
быть применен метод вариационного исчисления [96, 149]. При
этом в качестве условия связи используется уравнение объекта
управления.

Рассмотрим решение поставленной задачи для типовых объек-
тов управления с самовыравниванием, описываемых передаточны-
ми функциями:

1ТОб1 (Р) — тр j

1ТОб2 (Р) = 72р2 + Г1р + i

1Робз (Р) = Т3Р3 + т^рг + t

тт /г>1_______К об -~Рх0

1Тоб4 (Р) — рр j | е

m /г>\_______________Коб__________ ~

и'обб (П - т2р2 + Т1р «

(4-66)

(4-67)

(4-68)

(4-69)

(4-70)

где К — коэффициент передачи объекта управления; Т, 7\, Т2,
Тъ— постоянные времени; То — чистое запаздывание.
1. Объект управления описывается передаточной функцией
(4-66). Дифференциальное уравнение объекта имеет вид

T~ + 4 = KoflU
14 V

(4-71)

С помощью неопределенного множителя Лагранжа X составим
вспомогательную функцию

F = (к- + тД'2 + т2У2) + Л (Те + 8 - Ko6U)

(4-72)

Запишем систему уравнений Эйлера относительно переменных
е и U совместно с условием связи (4-71):

е = — -у- 8 4- —уг- и1

•____1_ 2

Л — р Л. —р £

(4-73)

l2 £ i2

171 =

Для определения искомых параметров

характеристический определитель системы

регулятора составим
уравнений (4-73)

-4- Коб т 0 0
0 — р 1 0
ДР = 0 ь р (4-74)
*2 2т2
2 Т 0 0 -у- — Р

Раскрывая определитель и приравнивая его к нулю, получим-
характеристическое уравнение

(4-75).

Поскольку стоимость управления незначительна, можно при-
нять, что Ti = 0. Тогда уравнение (4-75) примет следующий окон-
чательный вид:

Т2т2Р4 — т2Т2 — Лд6 = 0 (4-76)

Так как характеристическое уравнение (4-76) имеет четную
степень, пара его корней (Pi и Р2), расположены в левой полу-
плоскости, а другая пара корней (Р3 и РД— в правой полуплос-
кости комплексной плоскости. Из условий устойчивости корнями
Р3 и Р4 следует пренебречь. Тогда решение для е будет иметь
вид:

e==cie~PlX + w~P2X (4-77)

При этом по теореме Виета характеристическое уравнение оп-
тимальной системы может быть представлено в виде

(Р - Pi) (Р - Р2) = Р2 - (?! + Р2) Р + РЛ =0 (4-78)

Согласно вышеизложенному, в системе управления следует
использовать ПИ-регулятор:

Грпи (Р) = *пи (4-79)

где Кпи—коэффициент передачи регулятора; Ти—время изодро-
ма регулятора.

Из передаточной функции замкнутой системы (см. рис. 4-15)

r(P)_ (4.80)

(Р) - ! + Гоб (Р) Wp (Р) (4 80)

находим соответствующее ему характеристическое уравнение

D2 . ^об^п+1 р КобКп „

Р2 + ---------Р + —= ° (4-81)

Приравнивая коэффициенты при одинаковых степенях Р в
уравнениях (4-78) и (4-81), получим зависимости для параметров
ПИ-регулятора, выраженные через параметры объекта управле-
ния и корни характеристического уравнения оптимальной си-
стемы;

Япи = -^(П^ + ^ + П

Хпи^об

1 и - TPjP2

(4-82)

(4-83)

2. Объект управления описывается передаточной функцией
(4-67). Дифференциальное уравнение объекта управления

~dr2' +T1 ~dx~ + 8 = Ko6U

(4-84)

запишем в виде системы уравнений первого порядка, вводя обо-
значения е = еь 61 = 82:

Si =8j

-|- 7ie2 -J- 8i = KOf,U

(4-85)
С помощью неопределенных множителей Лагранжа Xi и 7.2
составим вспомогательную функцию

Р — <о2 _L т И". _i г 7®_L1 7<- о 1 । 1 /у о .У р | _ К .1П I •. ОГЛ

V . 4V , >2'- / , '-1 v-l ‘27 ! '-2 U 2С2 ! ;|Г2 ' Ч — 7‘об‘'>

Запишем систему уравнений Эйлера относительно переменных
81, е2 и С1 совместно с условием связи (4-85):

•
81 = 82
Л 1 , Коб „
с2 с2 Г2 Б1 1
Л1 = 2ё! + Л2
1 Л (4-87)
^2 — Т ^1 i“ Т ^-2 1 2 1 2
= ^2

= ЛГс;1-’2Г т2 12
Согл асно характеристическому определителю системы уравне-
ний (4-87)
— Р 1 0 0 0 0
1 Л г, РоЧ „
Р —Рр 0 0 1 2 * 2 1 2 0
0 0 — Р 1 0 0
ДР = 0 0 — Р 0 Т2 /<0б 2т2 (4-88)
2 0 0 0 — Р 1
1
0 0 0 0 -~-т- * 2 —L р Т * 1 2

оптимальной системы

характеристическое уравнение замкнутой
будет иметь следующий вид:

Туг = 0 (4-89)

При Ti = 0 произведем несложное преобразование (4-89) и полу-
чим:

т2т22Р» + т2 (2Т2 - Т1) + т2Р2 - С = о

(4-90)

Корни уравнения (4-90) центрально симметричны, т. е. три
корня (Pi, Рч, Р^) расположены в левой полуплоскости, а три
(Pi, P5, Pt,)—в правой полуплоскости комплексной плоскости. Из
условий устойчивости корнями, расположенными в правой полу-
плоскости комплексной плоскости, можно пренебречь. Тогда об-
щее решение для е может быть записано в виде

e = ScZiT (4-91)

1=1

По теореме Виета характеристическое уравнение оптимальной
системы может быть представлено как

(Р - PJ (Р - Р2) (Р - Р3) = Р*-Р* (Рх + Рг + Р3) +

+ Р (РгРг + РгР3 + РгР3) ~ Р1Р3Р3 = 0 (4-92)

Как было указано выше, оптимальным для двухъемкостного
объекта управления является ПИД-регулятор:

. „ Т’иТ’пР2 + Т^Р 4-1

^рпид (Р) = -«пид (4-93)

где Тп — время предварения регулятора.

Согласно передаточной функции (4-80) характеристическое
уравнение замкнутой системы имеет вид

рз + *об*пид7п+.7\ р2 + КобКпид+1 р + .ХобКпид = 0 (4.94)

Приравнивая коэффициенты при одинаковых степенях Р в
уравнениях (4-92) и (4-94), получим следующие выражения для
параметров оптимального ПИД-регулятора:

Хпид = ^[Г2(Р1Р2-|-Р2Рз+Х1Р3)-1] (4-95)

_ ^ПИДХоб

1И TJ\P2P3

(4-96)

Тп= ~ + + (4'97)

3. Объект управления описывается передаточной функцией
(4-68). Введем обозначения е = еь 61 = 62; 62 = 63 и запишем диффе-
ренциальное уравнение объекта управления

^3g

Х3 + Т3 ~^2 + Т\ + е = ХобС (4-98)

в виде системы уравнений первого порядка

sj = е2

е2 = е3

Xje3 Н- X2е3 + Тxe2 £1 = K^U

(4-99)
Составим вспомогательную функцию

F = (е2 4- т,(/2 4- т21/2) 4- X, (е

Лз (7'зез “г ^2ез “Г F1е2 4- 4 — Коб^)

(4-100)

где Ль — неопределенные множители Лагранжа.

Запишем систему уравнений Эйлера относительно переменных
бь е2, е3 и U совместно с условием связи (4-99):

е2 — е3

• 1 2i_ 2k

63 — Т3 Уд Т3

й1 = и2

Ч - 2е2 + Л3

Л з = —Xj + Л3 7\

Л3 1 = ~ т3 Л2 + ^5 м ео '-г
Характеристический определитель системы уравнений (4-101)
имеет вид
р 1 0 0 0 0 0 0
0 —р 1 0 0 0 0 0
1 Т\ 7\
“ Т3 - Т3 ~ т3 - Р 0 0 0 1 3 0
0 0 0 —Р 1 0 0 0
Д(Р) = 0 0 0 Tj/t2 —Р 0 0 Коб 2т2 (4-102)
2 0 0 0 0 — Р 0 1
0 0 0 0 0 — 1 — Р т3
1 тз
0 0 0 0 0 0 — -Тр- 1 3 —1 р Тз

характеристи-

Приравнивая нулю выражение (4-102), находим
ческое уравнение замкнутой оптимальной системы

р2(4^ + 'р) + 41’р^

\ 1 3 / 1 3

_2kP+2_ , 2k_0

Т8 ‘ Т3 + таТ2 -и

(4-103)
При Ti = O из уравнения (4-103) получим

T23t2Ps + т2 (2ТХТ3 - Р|) Р«+т2 (Т? - 2Т2) Р* + т2Р2 - К*б == 0 (4-104)

Это уравнение четной степени, поэтому его корни центрально сим-
метричны

e=2ciei°iT (4-105)

»=1

Из условий устойчивости следует, что С5 — с& = с7 — с$ = 0. Тог-
да, согласно теореме Виета, характеристическое уравнение опти-
мальной системы может быть представлено в виде

(Р - Рг) (Р - Р2) (Р - Р3) (Р - Р4) = pi - рз (Pt + р2 + р3 + Р4) +

+ Р2 (РЛ + + РЛ + Р2Рз + P2Pt + Р3Р 4) —

— Р (Р1Р2Р3 P±P2Pi 'г' Р1Р3Р4 + P2P2Pi) + Р1Р2Р3Р4 — 0 (4-106)

Согласно вышеизложенному, в качестве оптимального регу-
лятора системы управления следует применять ПИДД-регулятор.
Однако отечественной промышленностью ПИДД-регуляторы не
выпускаются. Поэтому для трехъемкостного объекта управления
в качестве оптимального регулятора могут быть применены после-
довательно соединенные ПИД- и ПД-регуляторы:

Т^рпидд (Р) = ^рпид (Р) ^Рпд (Р) =

„ ТцТ’пР2 + РиР + 1 „ /1 , Ж rrt 4 I on I г I о 1

— Кпид---------ТмР Кпд (1 4- ТпР) — -4Р 4- ВР 4- С 4- D р (4-107)

где

А = КпидК’пдРпРп; В = КпидКпд(Рп4-Рп)1
„ КпидКпд.. КпидКпд
С =-----(ТК + Рп). D = .

С учетом выражения (4-107) из передаточной функции (4-80)
находят характеристическое уравнение замкнутой системы

КобЛ + 7'2 jKqqB +7'i TCofjC + 1 Kq^D

Р4+ oC' r 2 рз-L 06 -1- P2 + -1.?6 .!- =0 (4-108)

•*8 1 3 * 3 J 3

Приравнивая коэффициенты при одинаковых степенях Р в харак-
теристических уравнениях (4-106) и (4-108), получим следующие
выражения для параметров оптимального ПИДД-регулятора:

4= ~-^Ч[Р3(Р1 + Р24-Р3 + Р4) + Р2] (4-Ю9)

В = [Р3 (Р1Р2 4- PiP3 + Р1Р4 + Р2Рз 4- РзР^РзР*) ~ Pi! (4-110)

С= -7^- [P3(PAP34-PxP2P4 + PIP3P4 + W4) + l] (4-1И)

О = -+Р1Р2РзР4 (4-Н2)

/'‘Об
4. Объект управления описывается передаточной функцией
(4-69). Разлагая ерт° в ряд Маклорена и ограничиваясь первыми
двумя линейными членами этого ряда, имеем:

»₽то ~ 1 ± ₽Т.

(4-113)

С учетом полученного выражения передаточная функция (4-69)
может быть записана в виде

(?) - {Тр +0®} е₽т0 - (ТР + 1) (т0Р + 1) ~
Ко6

(4-114)

~ Тт0Р2 + (Т + т0)Р + 1

При этом уравнение (4-114) совпадает с уравнением переда-
точной функции (4-69), следовательно, оптимальным будет ПИД-
регулятор. Тогда согласно выражениям (4-95) — (4-97) для пара-
метров оптимального ПИД-регулятора получим следующие выра-
жения:

Кпид = [Tro (PjP2 + Р2Р3 + PiP3) - И

_ МшдКоб

1 и TroPjPgPs

Тп = ~ КпидКоб 1По (?1 + р2 + рз) + Т’ + т0]

(4-115)

(4-116)

(4-117)

5. Объект управления описывается передаточной функцией
(4-70). С учетом выражения (4-113) передаточная функция (4-70)
примет следующий вид:

^обз (Р) - т^рз + (г2 + Г1То) + (Г1 + То) р + 1

(4-118)

Как видно, полученная передаточная функция соответствует
передаточной функции (4-68). Тогда в качестве оптимального ре-
гулятора системы управления следует применять ПИДД-регуля-
тор с передаточной функцией (4-107). Согласно выражениям
(4-109) — (4-112) параметры этого регулятора будут иметь вид:

= — КОб ^2Т° ^Р1 + Р 2 + ?з + ?4) + + ? i"r0J (4-119)

в = кЬ- [7Vt°(Р1?2 + Р1Рз + P1Pi+РзРз + P-Pl+PsPi) ~Т1~То] (4‘120)

С = — д-об (Р]Р2Р3 + PiP2Pi + PiP3Р4 + Р2Р3Р^ + 1] (4-121)

D= ^Р.Р.Р.Р, (4-122)
ГЛАВА 5

АВТОМАТИЧЕСКОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ К. П. Д.
И ПОЛЕЗНОГО ТЕПЛА ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

5.1. НЕПРЕРЫВНОЕ АВТОМАТИЧЕСКОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ
К. П. Д. ТОПОК И ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Как показывают исследования, оптимизация сложных тепло-
вых объектов по показателям, характеризующим только тепловой
или технологический режимы, не дает существенных результатов.
Для получения высокого экономического эффекта при оптимиза-
ции сложных тепловых объектов выбранный критерий должен ха-
рактеризовать как тепловой, так и технологический режимы.

В качестве критерия оптимизации огневых сложных тепловых
объектов (например, котлоагрегатов, печей, применяемых в раз-
личных отраслях промышленности и др.) можно принять к. п. д.,
который,- является обобщенным параметром и характеризует оба
указанных режима объекта управления.

Основная задача оптимизации объектов управления по их
к. и. д. заключается в автоматическом измерении оптимизируе-
мого параметра. Задача автоматического определения к. п. д.
впервые решалась для котлоагрегатов [4, 9, 101, 120, 121, 129,
130, 147, 202, 209, 212], где информация о к. п. д. в основном ис-
пользовалась для управления процессом горения. Полученные ре-
зультаты представляют определенный практический интерес. Од-
нако они не могут быть использованы при управлении трубчаты-
ми печами, поскольку как по динамическим свойствам, так и по
характеру протекающих тепловых и технологических процессов
трубчатые печи существенно отличаются от котлоагрегатов.

Можно различить следующие виды к. и. д. трубчатых печей:
для топки;

технологический;

энергетический.

К. п. д. топок, обычно составляющие 0,95—0,98, характеризу-
ют потери тепла, полученного от сгорания топлива

Потери тепла Qn0T в топке трубчатых печей складываются из
потерь вследствие механической и химической неполноты сгора-
ния и потерь в окружающую среду через обмуровку радиантной
камеры (топки).
Технологический к. п. д. печи представляет собой отношение
полезно затраченного тепла на технологические процессы фПол
к вводимому количеству тепла QT. в [165, 190]:

V - — z

Значения ц обычно колеблются в пределах 60—85% и зависят
от эксплуатационных условий.

Под энергетическим к. п. д. понимается отношение тепла, ис-
пользованного трубчатой печью в целом, к затраченному теплу
[190]

Спал ~Ь Qfl-т
Qt.b

(5-3)

где <2д. т — тепло, использованное в трубчатой печи для получе-
ния теплоносителя, идущего к другим потребителям или исполь-
зуемого в данной печи (пар, горячий воздух и др.).

В трубчатых печах тепло QR. т используется в пароперегрева-
теле и рекуператоре (подогреватель воздуха). При нормальном
эксплуатационном режиме количество тепла, полученного паром
пароперегревателя, можно считать постоянным.

Для оценки совершенства тепловой работы объекта может
быть применен также ци. т — коэффициент использования топлива
[137]. Коэффициентом использования топлива называют отноше-
ние количества тепла, оставленного в рабочем пространстве объ-
екта к Qnpux — полному количеству тепла, введенному в объект

Qhphx Qy.r

Qnpux

(5-4)

где Qy. г — потери тепла с уходящими топочными газами.

Величина ци. т зависит от теплотворной способности топлива,
коэффициента избытка воздуха, степени подогрева воздуха и тем-
пературы уходящих топочных газов.

В технологических расчетах для вычисления к. п. д. топок
(г)т) и трубчатых печей (ц и т]эн) используют два различных ме-
тода:

1) метод обратного баланса тепла (метод тепловых потерь);

2) метод прямого баланса тепла (метод расхода и отпуска).
Наибольшее распространение получил первый метод, при ко-
тором к. п. д. топок и трубчатых печей определяют приближенно,
а именно, через величины потерь тепла. Непрерывное автоматиче-
ское определение величины потерь тепла в промышленных усло-
виях создает определенные трудности, а в некоторых случаях
становится невозможным. Вследствие отсутствия методов и
средств непрерывного определения к. п. д. топок и трубчатых пе-
чей управление тепловым и технологическим режимами трубча-
тых печей по к. п. д. не применялось.
Впервые задача разработки алгоритмов и непрерывного авто-
матического измерения к. п. д. топок и трубчатых печей, а также
синтеза автоматических систем управления, обеспечивающих мак-
симум к. п. д. топок и трубчатых печей, были рассмотрены авто-
ром [165, 166, 170, 188, 190]. Эта новая, сложная и важная проб-
лема потребовала одновременного разрешения следующих само-
стоятельных задач:

выявление количественных и качественных зависимостей
к. п. д. топок и трубчатых печей от параметров, поддающихся не-
прерывному автоматическому измерению;

выбор методов и разработки алгоритмов для определения
к. п. д. топок и трубчатых печей;

создание приборов для непрерывного автоматического изме-
рения к. п. д. топок и трубчатых печей;

разработка функциональных преобразователей качественных
показателей топлив;

создание информационно-измерительных систем для непре-
рывного автоматического измерения к. п. д. топок и трубчатых
печей.

5.2. УНИФИЦИРОВАННЫЕ АЛГОРИТМЫ ДЛЯ

ОПРЕДЕЛЕНИЯ К. П. Д. ТОПОК ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Коэффициент полезного действия топок трубчатых печей вы-
ражается через величины потерь тепла. При проведении расчета
задаются приблизительными значениями указанных потерь в не-
котором диапазоне. Значение к. п. д. топки, определенное по по-
добным формулам, также будет приблизительным. Кроме того,
в этих условиях не может быть поставлена задача автоматическо-
го измерения к. п. д. топки. Это обусловило постановку задачи
определения к. п. д. топок трубчатых печей через параметры,
поддающиеся непрерывному и непосредственному измерению.

К. п. д. топки может быть определен из теплового баланса топ-
ки трубчатых печей в общем случае имеющего вид [165, 170]:

"Ь Н- BBCBtB -|- BnCntn = BrCTtT (5-5)

Здесь Вт, ВIO Вп, By, t^> С в, Сп, Ср расход

(в кг/ч), температура (в °C) и теплоемкость [в кДж/(кг-град)]1
топлива, воздуха, пара и уходящих топочных газов соответствен-
но; Qp — низшая теплотворная способность топлива, кДж/кг.

Как известно, количество тепла, выделяемое топливом при
сгорании, зависит от расхода воздуха. В выражении (5-5) сла-
гаемое будет зависеть от величины Вв до тех пор, пока

она не станет равной оптимальному значению расхода воздуха
Вв. опт- С учетом полноты сгорания можно записать:

1 кг----aL0

Вт кг---Вв

(5-6)
и

aLn

Тогда выражение (5-5) приме! вид

ЛтСн

Вв -f- B-fi^t^ -f- ВвСь/в -|- BaCatn = BrCTtr

(5-7)

(5-8)

где а — коэффициент избытка воздуха; Lq — теоретическое коли-
чество воздуха, необходимое для полного сгорания топлива, м3/м3,
м3/кг, кг/кг при нормальных условиях.

Из последнего выражения определяем к. п. д. топки трубча-
той печи:

BrCrtr — BTCTiT — BBCbtB — ВцС^ц Q , г

г; =---------------------------- = (5-9)

-2- R н R

aL0 aL0

где

Вг = Вт Вв -f- Вп (5-Ю)

Вп = хВт х<1 (5-11)

Расход воздуха может изменяться в широких пределах [165,
170]:

при 0^Вв^Вв.опт

Т]Т=-5Г— (5-12)

—-2- R
а£0 в

при ВЕ>В,..ОПТ

т]г = —%- (5-13)

BtQS

где

Вв.опт = BTaL0 (5-14)

Расчетные алгоритмы для определения к. п. д. топок трубчатых
печей, при различных режимах их работы, приведены в табл. 5-1
[190].

Анализ полученных алгоритмов показывает, что все перемен-
ные параметры (задачи измерения рассмотрены в разделе
5.5), входящие в эти выражения, поддаются непрерывному авто-
матическому измерению. Это обстоятельство позволяет использо-
вать приведенные алгоритмы при разработке устройств для не-
прерывного определения к. п. д. топок трубчатых печей. Благо-
даря простоте полученных алгоритмов реализация их может быть
осуществлена на стандартных пневматических и электронных эле-
ментах.
Таблица 5-1

Область изменения «в Алгоритмы для определения к. п. д. топок при работе на различных видах топлива
газообразное жидкое жидкое и газообразное

Вв ВВ' опт

О Вв Вв. опт

Принудительная подача воздуха

Лт + ^в. и + Вх в Нт 4- 8В. н + 8Х. в ^т + + $в. н + в
QP-r ХН D г °в aL0 0Р. ж . вв <?р-г + <2нРжд aL0
Дт + н + Sx> в Нт + >$В. Н 4~ SX. в Нт + Ат + 8в. н 4~ 5Х. в
ВЖ ж ВХГ + 5ЖЖ

-В в Вв. опт

’Q Вв Вв опт

Естественная подача воздуха

Дт $х. в Нт + Sx. в + ^т *$х. в
QP- г D г— “х. в aZ.o ^р.ж Н D Г иХ.В aL0 а/-»
Ат + Sx в Нт + 8Х в //Т ^т ~1~ *^х. в
B«QP. Ж г + СС ж

х = Вв опт = ВтоД0; В? В™ Вв н, Вх в, ВП — соответственно расход газообра-
В^

зного топлива, жидкого топлива, нагретого воздуха, холодного воздуха и пара, кг/с;

С«, Св> н, Сх в, Сг — соответственно теплоемкость газообразного топлива, жидко-
го топлива, нагретого воздуха, холодного воздуха и топочных газов, кДж/(кг-град);
/г, <*, tB н, tx в. tr — соответственно температура газообразного топлива, жидкого
топлива, нагретого воздуха, холодного воздуха и топочных газов, град; QBr,
QP ж — соответственно низшая теплота сгорания газообразного и жидкого топлива,
кДж/м3, кДж/кг; qn — теплосодержание форсуночного пара, кДж/кг; а — коэффициент
избытка воздуха; Lo — теоретическое количество воздуха, необходимое для полного
сгорания топлива, м3/м3, м3/кг, кг/кг при нормальных условиях.

5.3. УНИФИЦИРОВАННЫЕ АЛГОРИТМЫ И НОМОГРАММЫ

ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ К.П.Д. ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Рассмотрим разработку алгоритмов для определения к. и. д.
трубчатых печей, используя методы обратного и прямого балан-
са тепла. Алгоритмы, базирующиеся на обратном балансе тепла,
получены методом множественной корреляции, а алгоритмы, ба-
зирующиеся на прямом балансе тепла — аналитическим методом.
Алгоритм по обратному балансу. Рассмотрим унифицирован-
ные алгоритмы для определения к. п. д. трубчатых печей по об-
ратному балансу тепла. Как показывают исследования, к. п. д.
трубчатых печей, определяемые по обратному балансу тепла, мо-
гут быть представлены как функции параметров Ог или (со-
ответственно содержание кислорода или двуокиси углерода в то-
почных газах), характеризующих процесс горения, Н/С или QP,
характеризующих качество топлива (соответственно показатель и
низшая теплотворная способность топлива) и и К. в (соответ-
ственно температура уходящих топочных газов в борове и темпе-
ратура окружающей среды), характеризующих потери тепла с
уходящими топочными газами [167, 185, 191, 208].

Алгоритм к. п. д. трубчатых печей, полученный по обратному
балансу тепла, определяется в виде функции

Ц — Fi ^О2, q , Zg, К.в

Л — Т'г (02, ^g, К.в)

Л = (О2, С- К.в)

(5-15)

(5-16)

(5-17)

Для определения вида этих функций и числовых значений их
коэффициентов применялся статистический метод; в качестве ис-
ходного материала использованы данные, собранные в период
пассивного эксперимента, т. е. в процессе нормальной эксплуата-
ции трубчатой печи.

А. Алгоритм, аппроксимирующий функциональную зависимость
Т]=^1(О2,-^, t5,

Впервые алгоритм к. п. д. трубчатых печей по обратному ба-
лансу тепла был разработан [167] на основании данных, собран-
ных на однокамерной однопоточной пламенной трубчатой печи
атмосферной установки БНЗ им. XXII съезда КПСС, работаю-
щей на жидком топливе.

Расчет функции (5-15) проводили по методу Брандона [97].
Согласно методу, уравнение связи между параметрами принима-
ем в виде произведения отдельных функций:

Л — A/j (О2) f 2 (AZ) /з с

(5-18)

Принималось, что каждая функция fi(xi) линейна:

(5-19)

Полученная общая зависимость к. п. д. трубчатой печи от па-
раметров О (в %), А( = (б—К. в (в °C), Н/С имеет вид [167]:

т] = 0,992 (76 — 1,402X1,4 — 0,00085М) ^0,97 + 0,43(5-20)
Как показывает анализ, выражение (5-20) может быть аппрок-
симировано в виде [52]

ц = 103,934 — 1,9986О2 —0,065468Д<+ 32,9962 -^--+-0,0012043502Д/ (5-21)

Алгоритм (5-21) не содержит членов, влияние которых на ре-
зультат пренебрежимо мало.

Погрешность аппроксимации функции (5-15) на базе приве-
денного алгоритма (5-21) определяли сравнением цэ—значения
к. п. д. трубчатой печи, найденного по номограмме [208] в период
эксперимента, с т]Р — значением, рассчитанным по формуле (5-21).
В среднем погрешность аппроксимации не превышала ±2%.

Как показали дальнейшие исследования, определение к. п. д.
других типовых трубчатых печей по полученному алгоритму (5-20)
дает значительные погрешности. С целью расширения области
применения полученного алгоритма на различные типовые труб-
чатые печи и печи, работающие на любом виде и любой марке
топлива, ставились дополнительные эксперименты и были ис-
пользованы результаты опытов, проведенных другими авторами
[30, 79, 80]. Собранные данные обрабатывались аналогично вы-
шеизложенным.

Полученный унифицированный алгоритм для к. п. д. трубча-
тых печей имеет следующий вид:

ц = 108,4743 — 1,7574О2 -6,2351-10“3At — 41,308 +

+ 101,76 • 10-з О2Д( + 66,9245 • 10"2 О2 — +

Н Н

+ 2,3744-10-2 М -р- — 38,468-10-5 О2Л(-тг- (5-22)

Предполагается, что в дальнейшем алгоритм (5-22) будет исполь-
зован при разработке универсального устройства для непрерыв-
ного определения к. п. д. трубчатых печей по обратному балансу
тепла. С этой целью было исследовано влияние отдельных состав-
ляющих на величину т]. При этом алгоритм (5-22) был аппрокси-

мирован следующими выражениями:

Г)р1 = т)Р2 — 38,468-IO-5 О2Л((5-23)

ЙР2 = Прз + 66,9245-10-2 О2 (5-24)

Прз = ПР5+ 101,76-IO-* О2Л/ + 2,3744-10-2 М (5-25)

ПР4 = Прз+ 101,76-IO-5 О2^ (5.26)

*]Р5 = 108,4743 — 1,7574О2 — 6,2351 10-2Д/ — 41,308-^г- (5-27)
Результаты исследований приведены на рис. 5-1. Как видно из
построенных зависимостей, максимальное расхождение значений
Tjpi.rips с экспериментальными данными тъ в рабочем диапазоне

не превышает ±3%. Поэтому в инженерной практике алгоритм
(5-22) может быть аппроксимирован выражением (5-25):

ц = 108,4743 — 1.7574О2 -6,2351-10~2Д/ — 41,308 — +

+ 101,76-10-5 О2Д/2,3744-10-2 V —

(5-28)

Б. Алгоритм, аппроксимирующий функциональную зависи-
мость 1) = F2(O2, Qp, /б, /х.в).

За исключением показателя топлива Н/С все параметры, вхо-
дящие в разработанные алгоритмы, могут быть автоматически из-
мерены стандартными промышленными приборами. Основную

Рис. 5-1. Зависимость г|—к. п. д. трубчатых печей от О2—содержания компо-
нента в продуктах сгорания.

трудность представляет непрерывное измерение показателя газо-
образного топлива. При работе трубчатых печей на жидком топ-
ливе показатель топлива Н/С может быть принят за постоянную
величину, значение которой будет зависеть от сорта и марки жид-
кого топлива [167]’.
Несмотря на то, что определение показателя топлива, харак-
теризуемого числом атомов углерода и водорода, рассматривалось
многими отечественными и зарубежными авторами, до настояще-
го времени нет промышленных устройств, позволяющих непре-
рывно автоматически определять этот показатель топлива. Это
обусловило постановку задачи разработки алгоритма для опре-
деления к.п.д. трубчатых печей как функции О2, —tx.B)nQP.

Было найдено, что для небольших интервалов изменения Н/С,
что характерно для технологических потоков, величина Н/С одно-
значно связана с низшей теплотворной способностью топлива Qp
(в кДж/м3 или кДж/кг):

для газообразного топлива

/ Н \г

—j = 0,496 — 0,491 IO-5 QPr (5-29)

для жидкого топлива

/ Н

— = 0,577 — 1,134 I О-5 Qg "ж (5-30)

где 33939sCQP-r s=41481; 38967sCQp * sC40643; 0,293^ (Н/С)г

=5=0,331; 0,116=С (Н/С0,135.

С учетом найденных зависимостей (5-29) и (5-30) унифициро-
ванный алгоритм (5-22) примет следующий вид:

при работе на газообразном топливе

т]Г = 87,9855 — 1,4254О2 — 5,0574-10“2Д/ + 20,2695-10-5 QPr +

+82,68 • 10-5 о2Д/ — 3,2839 10-6 O2QP'r — 0,1165 10~6 г +

+ 0,0189-Ю-’О2Д/(?р-г (5-31)

при работе на жидком топливе

Г)® = 84,6396 — 1,371 о2 — 4,8651 10’2A/ + 4,6829 10~4 QP’* +

+ 7,9564 10~4 О2Д/ — 0,0759-10-4 О2(?Р'Ж — 0,2692 • 10~6Д/С?РЖ +

+ 0,0044-IO-6 О2Д/(?Р-Ж (5-32)

а на основании алгоритма (5-28) получим следующие выраже-
ния:

при работе на газообразном топливе

Т|г = 8 7,9855 — 1,7574О2 — 0,0506Д/ + 20,2695 10-5 QP’r +

+ 101,76- IO-5 О2Д/ — 0,01164- IO’6 A/QP-r (5-33)

при работе на жидком топливе

г)» = 84,6499 — 1,7574О2 — 0,0489Д/ + 4,6829 • 10~4 Qg ж +

+ 101,76-10-5 О2Д/—0,0265-10-5Д/(?Р-ж (5-34)
В. Алгоритм аппроксимирующий функциональную зависимость
Т]=+з(О2, Z(5, tx, в) •

В связи с тем, что до настоящего времени не выпускаются се-
рийные промышленные устройства, позволяющие непрерывно ав-
1Ома1ически измерять величину QP на потоке, алгоритм для оп-
ределения к. п. д. трубчатых печей получен в виде функции (5-17).

Исследования разработанных алгоритмов (5-33) и (5-34) да-
ли возможность аппроксимировать их следующими выражениями:
при работе трубчатых печей на газообразном топливе

rf = 95,1937 — 1,7574О2 — 54,56 -10~3А/ + 101,76 IO"5 O2A7 (5-35)

при работе трубчатых печей на жидком топливе

т;ж = 103,29 — 1,7574О2 — 59,44- 10~3A^ + 101,76-10~5 О2А/ (5-36)

Как показывают результаты исследований, относительная по-
грешность алгоритмов (5-33), (5-34) и (5-35), (5-36) для рас-
смотренных выше интервалов изменения QP-r и Qp-,k составляет
не более 0,5%, что вполне допустимо в инженерной практике.

При работе трубчатых печей на двух видах топлива (газооб-
разном и жидком) приближенная величина к. п. д. может быть
найдена из алгоритма

р = 99,242 — 1,6079О2 —5,7045- IO-2 М + 93,1624-10~5 O,AZ (5-37)

Относительная погрешность алгоритма (5-37) по сравнению
с алгоритмом (5-22) при работе трубчатых печей на жидком топ-
ливе составляет —3,92%, а при работе на газообразном топливе
+ 4,25%.

Алгоритм по прямому балансу. Рассмотрим унифицированные
алгоритмы для определения к. п. д. типовых трубчатых печей по
прямому балансу тепла. Для многопоточных трубчатых печей при
работе их на двух видах топлива выражение (5-2) может быть
представлено в следующем виде:

2 Вс Ы + (1 - е) <£ЫХ - + Р7реакц]

_ i==l______________________________

Qt.t + Qb.t + Qb.H + Qx.B + QtJj.II (5 38)

где QT.T — тепло, внесенное с газообразным и жидким топливом,
кДж/ч; QB. т — тепло, выделенное газообразным и жидким топли-
вом, кДж/ч; QB.H — тепло, внесенное с нагретым воздухом,
кДж/ч; Qx.b — тепло, внесенное с холодным воздухом, кДж/ч;
Q<S. п — тепло, внесенное с паром, подаваемым к форсункам для
распыливания жидкого топлива, кДж/ч; Вс — расход сырья,
кг/ч; е — доля отгона, р—доля превращения сырья; q™, <?™х—
теплосодержание жидкой фазы сырья соответственно на входе и
выходе из печи, кДж/кг; q™x — теплосодержание паровой фазы
сырья на выходе из печи, кДж/кг; 7реакц — тепловой эффект пре-
вращенного сырья, кДж/кг.

Ориентировочные значения 7реакц Для некоторых процессов
приведены в работе [22]. Точное значение <?реакц подсчитывают по
разности теплоты сгорания исходного и превращенного сырья.

Формула (5-37) может быть использована и для определения
к. п. д. нагревательных трубчатых печей с частичным испарением
(р<7реакц=0) и чисто нагревательных (<? = р<?реакц=0)-

Основную долю (95—98%) тепла, вводимого в топку трубча-
той печи, составляет QB.t = t]tBtQp; здесь т]Т — к. п. д. топки, %;
Вт — расход топлива, кг/ч; Q?—низшая теплота сгорания топли-
ва, кДж/кг. В соответствии с вышеизложенным, член BTQ? будет
зависеть от величины Въ до тех пор, пока она не станет равной
оптимальному значению расхода воздуха Вв. опт- Тогда, с учетом
выражения (5-7), уравнение (5-38) будет иметь следующий вид
[190]:

При 0^Вв опт

2 Вс [е<?Г + (1 - е) - С + Р?реакц]

П = ----------------------------- (5-39)

Ч- Qt.t Ч- Qb.h 4- Qx.b 4~ Сф.п

при Вв>Вв. опт

2 Вс [eq™ + (1~е) + Р^реакц]

ri = -— ----------------------------- (5-40)

+ Qt.t + Qb.h + Qx.B “Г Сф.п

Выражения (5-39) и (5-40) послужили основой при разработ-
ке алгоритмов для определения технологического (г)) и энергети-
ческого (г|Эн) к. п.д. различных типовых трубчатых печей.
В табл. 5-2 и 5-3 приведены алгоритмы для определения г] и т|эн
чисто нагревательных трубчатых печей, а в табл. 5-4 и 5-5 — на-
гревательных трубчатых печей с частичным испарением. Для
определения г] и т]Эн нагревательно-реакционных трубчатых пе-
чей по приведенным в табл. 5-4 и 5-5 формулам необходимо при
определении Q®0JI учитывать величину р^реакц-

Аналогичным образом могут быть записаны и выражения для
г| и т)пэ многопоточных печей.

На рис. 5-2—5-5 приведены разработанные автором на базе
алгоритма (5-22), (5-31), (5-32), (5-35), (5-36), (5-37) номограм-
мы для определения к.п.д. трубчатых печей [195].

В настоящее время для определения к. п. д. можно пользовать-
ся только номограммой, приведенной в работе [208]. При опре-
делении к. п. д. по этой номограмме должно быть известно го-
раздо большее число параметров по сравнению с необходимым
для предлагаемых номограмм, кроме того, должны быть выпол-
нены различные промежуточные расчеты. Это значительно умень-
шает оперативность расчетов и затрудняет определение влияния
отдельных показателей на к. и. д. Предлагаемые номограммы ли-
шены указанных недостатков, по точности же они не уступают
номограмме, приведенной в работе [208].

ся смеси различных топлив, трубчатая печь может также рабо-
тать на двух видах топлива. В первом случае необходимо опре-
делять теплотворную способность и показатель топлива, а во вто-
ром случае — процентное содержание каждого вида топлива,
теплотворную способность и показатель топлива, что оказывается
весьма сложным. В этом случае может быть использована номо-
грамма, приведенная на рис. 5-4 и 5-5. На рис. 5-4 шкала А со-
ответствует газообразному, шкала Б — жидкому топливу.

Разработанные номограммы могут быть использованы как в
технологических расчетах, так и при определении технико-эконо-
мических показателей эксплуатации печей и для корректировки
величины к. п. д. трубчатых печей.
Тнп трубчатой печи Унифицированные алгоритмы для определения к. п. д. чисто нагревательных трубчатых печей по прямому балансу тепла при работе на двух видах топлива и принудительной подаче воздуха
0 < в < в и х->в ^в.опт Вв ^в.опт
П Чэн п Чэн
Однопоточная Двухпоточная при пода- че топлива одним потоком один сырьевой насос два независи- мых сырьевых засоса двумя потоками Опол Qrio.i + Фд.т 4“ фд.т Спол Qno.i 4“ Сд.т + QS.t
? + Qb.h Опол Al + Р 4~ Qb.h Qno.i + Од.т 4“ Од.т ^2 + ? + Qb.h Спол ^2 4“^ 4“ Qb.h Qikm 4~ QJ.t 4~ Q^.t
А1 + Р 4“ Qb.h W •^1 4" Р 4" Qb.h U7+ QJT+ QPT 4- Р 4- Qb.h W ^2 4“ P 4“ Qb.h ^QL + QP,.
^1 + Р + Qb.h 4- Р 4- Qb.h 4" Р 4“ Qb.h ^2 4“ P 4" Qb.h
один сырьевой насос Спол Qno.ri + Qfl.T + QJ.T Спол Опол + Фд.т Ч фд.т
Л1 + /? Д- Ув.н A j + R + Ув.н Аз + R + Ев.в Л3 + /?+ Е,.н
два независи- мых сырьевых 'Насоса W И7 + <?д.т + QS.T W i^ + Qa.t + QL
Ar+R+V^ Ai + R + Ев.н Аз Ч~ 5 + Ев.н Лз4~ R Ец.н

Условные обозначения: <?пол = Sc (С®ых/®ых — С®х/''х); Q" т = 5" (?®ых — q™); Q£ т =-. Вв (Свь,х/вь>« — (™ /J’x);
Qp r J. qP-ж

Qb.h = Bb.hCb.h/b.h; At -= H к£- " г)т; Л2=Пт(ВДг + 5тжр;; ж); Р = 5;Стг/^ + 5тЯ!Стж/« + 5х.вСх,Л.в4-Дп7п; Г =
2 2 2 2

= У I'd (ci'X^ci’X ®».A.A.b + 2 (ВД/ 4" Eb.h = 2^B-H'^BH^BII'; ^2 == Xi 11r ' +

«=1 1=1 1=1 i=l

+ S*QP ’K); Qn0J1, QgT, QP T — соответственно количества тепла, передаваемые сырью (в змеевике), пару (в пароперегревателе) и
воздуху (в рекуператоре), кДж/ч; Вс, Вв — соответственно расходы сырья и нагреваемого воздуха в рекуператоре, кг/с; В®х,
С®ых — соответственно теплоемкости сырья при входной (/”х) и выходной (/®ых) температурах сырья, ккал/(кг-град); :?“х, ?®ых —
теплосодержание пара на входе и на выходе пароперегревателя, кДж/кг; /®х, /®ых — соответственно температуры воздуха на вхо-
де и выходе из рекуператора, град; С®х, с®ых— соответственно теплоемкости воздуха при температуре Z™ и /®ых. Остальные обо-
значения и выражения—см. в табл. 5-1.

Примечание. При работе трубчатой печи на одном виде топлива в алгоритмах следует принять: для жидкого топлива Вгт -=
= QfJ'r = Ст = trT = 0, для газообразного топлива 5Ж = QP* = Сж = = Вп = q„ = 0. Если в трубчатой печи отсутствует паро-
перегреватель, то в алгоритмах т]эн следует принять Q^T —0, а при отсутствии рекуператора QPT =0.
Тип трубчатой печн Унифицированные алгоритмы для определения к. п. д. чисто нагревательных трубчатых печей по прямому балансу 1 тепла прн работе на двух видах топлива и естественной подаче воздуха
0<Вв ** Вв.опт Вв> Вв.опт
Т) %н п Т)эн
Однопоточная Спол Опол + Фд.т + $д.т Спол Спол + Сд.т + Сд.т
Д1 + Р 4 + -Р Аз + Р
Двухпоточная при пода- че топлива одним потоком один сырьевой насос Опол <2пол + <2д.т + Сд.т Фпол Спол + Фд.т + <2д1Т
4 + р А2 + Р А2 + Р
два независи- мых сырьевых насоса г r + Q£.T + QPT W
Л + р Д1 + Р Аг + Р Аз + Р
двумя потоками один сырьевой насос Опол Спол 4- Фд.т 4~ Слол *2пол + Сд.т + Сд.т
л+я Д1 + ^ A3 + R 4, + Я
два независи- мых сырьевых насоса W ВЧ-<£т4-<?дРт W ’Г+<£Т + <Т
Аг+R. Д1 + R Аз + R Аз + R

Условные обозначения — см. в табл. 5-1 и 5-2.
Тип трубчатой псчн Унифицированные алгоритмы для определения к. п. д. нагревательных трубчатых печей с частичным испарением и нагревательно-реакционных трубчатых печей по прямому балансу тепла при работе на двух видах топлива и принудительной подаче воздуха
о < вв < яв,опт Вв > Вв.опт
п ^эн n т>эн
Однопоточиая Двухпоточная при пода- че топлива одним потоком один сырьевой насос два независи- мых сырьевых насоса двумя потоками один сырьевой насос два сырьевых насоса 0е хпол QU + QS.t + <t Qe ’<пол Qe ’ от| -L лР чпол т 1 2 * ЧД.Т
Ах -|- Р -f- Qb.h Ос 'пол Ai 4- Р 4" Qb.h 0е 4- Q4 4- Qp 'ПОЛ 1 'Д.Т г Уд.т Ai -}- P Д- Qb.h Qe 'П0Л a34-R + Qb.h Qnon + Q"T4QS.T
А1 -|- Р 4" Qb.h М А1+Р + Рв.н M + Q£T + Q£T Аг 4- P 4- Qb.h M А2 4" Р + Qb.h A14-Q"t4-QS.t
Ai + Р + Qb.h 0е 'пол Al 4- Р + Qb.h q^+qs.t+qs.t Аг 4" P 4- Qb.h Qe 'пол Аг 4- Р "4 Qb.h Qnon 4- Qa.t ' r Qh.t
Ат + р + Ув.н м Ai + R + Vb.h Af + QS.T+QL Аз4-Я + Ув.н м A3 4* R 4- 1zb.h ^4-QS.t + Qp.t
А1 4" Р 4" Ув.Н Ai 4- R + V’b.h Аз 4- R 4- I^b.h A3 4- R + Vb.h

Условные обозначения: <2*ол = Вс [е<7®ых + (1 — е)<7°ых — <7* ]; М. = Bci [ег<?®“х + (1— e;)9™x — I «--доля
7=1

отгона сырья на выходе из трубчатой печи; q'£ — теплосодержание жидкой фазы сырья на входе в печь, кДж/кг; <7®ых —
„ соответственно теплосодержания жидкой и паровой фаз сырья на выходе из печи, кДж/кг. Остальные обозначения, выражения и
примечание — см. в табл. 5-1 и 5-2,
Тип трубчатой печи Унифицированные алгоритмы для определения к. п. д. нагревательных трубчатых печей с частичным испарением н нагревательно-реакционных трубчатых печей по прямому балансу тепла при работе на двух видах топлива и естественной подаче воздуха
0« ^В.ОПТ Вв> $в.опт
п Чэн п ^эн
Однопоточная 0е ^пол $пол + ^д.т + $д.т 0е ^пол <4>л + <2д.т + <2£.т
А + Р А + Р Аг + Р Л2 + Р
Двухпоточная при пода- че топлива одним потоком одни сырьевой насос <5пол «пол + QL + QL 0е ^пол <&пол + <£т + <?Ь
А + Р л1 + Р а2 + р А2 + Р
два независи- мых сырьевых насоса м М + <?д.т+^.т м ^ + Qa.t + Q1a.t
Л + р 4 + Р Ах + Р А* + Р
двумя потоками один сырьевой насос 0е ^пол «пол + ^.т+^.т $пол QU + Qn„.T + QL
Л + Р А + Р ^3 + Р А, + Р
два независимых сырьевых на- соса м м М + <?д.т + ^.т
Ai + R Л + Р Лз + Р Лз+Р

Условные обозначения — см. в табл. 5-1, 5-2 и 5-4.
Рис. 5-3. Номограмма для определения к. ш.д. трубчатых печей как функции параметров О2, Л/ и
QP—низшая теплотворная способность топлива; остальные обозначения — см. рис. 5-2.
Рнс, 5-4. Номограмма для определения к.п.д.
трубчатых печей как функция параметров
Оа и Д/:

Обозначения — см. рис. 5-2.
Рис. 5-5. Номограмма для определения к.п.д.
трубчатых печей, работающих на топливе двух
видов:

Обозначения — см. рис. 5-2.
5.4. АНАЛОГОВЫЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ УСТРОЙСТВА

ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОГО ИЗМЕРЕНИЯ К.П.Д.

ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Специализированные аналоговые пневматические устройства,
впервые разработанные в промышленной практике, позволяют
осуществить непрерывное автоматическое определение к. п. д.
пламенных и беспламенных трубчатых печей, работающих на лю-
бом виде топлива.

Все вычислительные устройства для определения к.п.д. (ВУк.п.д.) реали-
зованы на элементах УСЭППА; они собраны в едином металлическом корпусе
и рассчитаны на щитовой утопленный монтаж (см. рис. б-ilO и 5-12). Схемы
этих устройств состоят из большого числа элементов, собранных на двух пла-
тах. Такое конструктивное решение значительно упрощает наладку и обслужи-
вание ВУК.П1Д. Платы выдвижные. На задней стенке корпуса предусмотрены
штуцеры для ввода сигналов от датчиков и подачи питания.

На лицевой панели размещены манометры, позволяющие контролировать ра-
боту всей измерительно-информационной системы. Пользуясь показаниями этих
манометров и градуировочными графиками, можно определить текущие значе-
ния параметров, входящих в алгоритм. В центральной части лицевой панели
размещены манометры или самопишущие и показывающие приборы, шкалы ко-
торых градуированы в %; по показанию и записи этих приборов определяются
к.п.д. трубчатых печей.

ВУк.п.д. можно устанавливать в пожаро- и взрывоопасных условиях при
температуре окружающей среды от 278,15 К (5 °C) до 32,3)15 К (50 °C) и влаж-
ности от 30 до 80%. Для питания необходим сухой сжатый воздух, очищенный
от пыли и масла, имеющий давление 0,14 МПа (1,4 кпс/см2) при допустимом
отклонении от номинального, составляющем ,10% в случае отдельного фильтра
и редуктора.

Входные и выходной сигналы ВУк.п.д. являются унифици-
рованными. Поэтому они могут быть использованы в автомати-
ческих системах контроля и управления, реализованных на при-
борах, входящих в пневматическую ветвь ГСП.

Общая погрешность разработанных устройств в рабочем диа-
пазоне не превышает ±1,5% максимального выходного давления.

Устройства для определения к. п. д. по обратному балансу.
Разработаны три типа универсальных аналоговых пневматических
устройств для непрерывного автоматического определения к. п. д.
трубчатых печей по обратному балансу тепла ВУк.п.д.,
ВУк.п.д.-01 и ВУк.п.д.-ОУм. Первый из них реализует алгоритм
(5-21), второй — алгоритм (5-28), третий — алгоритм (5-35) и
(5-36).

Основные характеристики разработанных устройств приведе-
ны в табл. 5-6*.

На рис. 5-6 приведена принципиальная схема аналогового
пневматического устройства ВУк.п.д. [52]. Пневматические

сигналы ро2, Рм< Рн/с, пропорциональные соответственно со-
держанию кислорода в уходящих топочных газах (Ог) разности

* Использовались диапазон изменения параметров в ккал/кг и диапазон
изменения пневмосигнала в кгс/см2.
Параметр Пределы изменения
ВУкпд ВУкпд-01
Содержание О2 в уходя- щих топочных газах, % 0—21 0—10
Разность температур, Д/ = /б—^х.в 450—550 °C 300—550 °C
Показатель топлива, Н/С Низшая теплотворная способность топлива 0,119—0,135 0,116—0,35
газообразного — —
ЖИДКОГО —- —
К. п. д. трубчатой пе- чи, % Машинное уравнение 50—80 50—90
= 0,96-1,012 ро2- 0,2185 р^ 4- 0,0176рН/С+ 4- 0,1055 ро2рд/ рп = 0,9161—0,3469ро2 — 0,3725рд/ 4-0,2 Рн/с + °,078ро2Рд/ 4- 4- 0,0434рд/рн/с

Примечание, р^, ро2, рд/, рн/с и Pq — пневматические сигналы, соответствую

температур уходящих топочных газов и окружающего воздуха
Д/ = /б—в и показателю топлива Н/С, поступают на повтори-
тели со сдвигом 1—3, а затем на входы элементов сравнения
8—10.

Реализация второго, третьего и четвертого членов машинного
уравнения (см. табл. 5-6) осуществляется на делителях 11, 13,
14. На элемент сравнения 7 подается первый, второй и пятый
члены, причем первый член С = 0,96 задается задатчиком 6.

Реализация пятого члена осуществляется с помощью множи-
тельно-делительного устройства (МДУ) 5 и делителя 12.

В элементе сравнения 15 осуществляется окончательное ал-
гебраическое суммирование всех членов машинного уравнения.
Усилитель мощности 16 производит усиление выходного сигна-
ла вычислительного устройства по мощности. Выходной сиг-
нал пропорционален ц — значению к. п. д. трубчатой печи.

После несложной перекоммутации вычислительной схемы
ВУк.п.д., может быть реализован алгоритм (5-26). При этом
сигнал от делителя 13, пропорциональный величине 41,308 Н/С,
должен подаваться в минусовую камеру элемента сравнения 15.

Основным недостатком ВУк.п.д. является его неуниверсаль-
ность. Этот прибор реализует алгоритм, полученный на основе
данных о работе только одной трубчатой печи. В связи с этим
параметров

ВУкпд-ОУ

0—10

300-550 °C

ВУкпд-ОУм

0—10

300—600 °C

0—21

8500—8900 ккал/кг (35,588—37,262 МДж/кг)

9300—9700 ккал/кг (38,937—40,612 МДж/кг)

40—90 40—90

— 0,8159—0,2842ро2—

—0,2717рд/ -L 0,0095р$г

= 0,922—0,2842ро2—

—0,3121рд< Д- 0,0095р$ж

Рт1г= 0,7412-0,3159ро2-

—0,2728рд/

Рп = 0,9273—

—0,3159ро2—0,2972рд/

р =0,996—0,546ро —
-0,3274рд/

РЛг= 1,1078-0,546ро2-

—0,3566рД(,

щие текущим значениям т), О2, At, Н/С и QJJ.

диапазон изменения параметров, входящих в алгоритм, узок (см.
табл. 5-6).

Указанные обстоятельства обусловили необходимость разра-
ботки универсального устройства. При разработке этого прибора
была рассмотрена реализация алгоритма (5-28). Как указыва-
лось выше, этот алгоритм является унифицированным. В рассмат-
риваемом ниже приборе ВУк.п.д.-01 учтены все возможные
диапазоны изменения входных параметров в промышленных ус-
ловиях (см. табл. 5-6). С целью увеличения точности прибора, в
реализованном алгоритме учтено произведение не только О2Д/,

АУ Н
но и Дт —q- .

Принципиальная схема ВУк.п.д.-01 приведена на рис. 5-7.
Пневматические сигналы датчиков, пропорциональные текущим
значениям параметров О2 Д? и Н/С, подаются соответственно на
повторители со сдвигом 1—3. ро2—(ро2 —0,2)—выходной сиг-
нал элемента 1 поступает последовательно на элемент сравне-
ния 11 и дроссельный делитель 20. На выходе делителя 20 фор-
мируется сигнал 0,3469ро2. Аналогично на выходах дроссельных
делителей 21 и 23 формируются соответственно сигналы 0,3725р д/
и 0,2рн/с- На выходе элементов МДУ 14 и 17 соответственно
формируются сигналы 0,078ро2д/ и 0,0434рд/рн/с. Все выход-
ные сигналы дроссельных делителей подаются на элемент срав-
нения 27. Сигналы элементов 20, 21 и 22 подаются в минусовые,
а сигналы элементов 23, 24, а также постоянный коэффициент
0,9161, устанавливаемый задатчиком малой мощности 25, в плю-
совую камеру элемента 27. Выходной сигнал элемента 27 по-
дается на вход элемента сравнения 28, который вместе с элемен-
том 29 выполняет функции усилителя мощности. Выходной сиг-
нал Рп усилителя 29 соответствует текущему значению т].

Как указывалось выше, до настоящего времени не выпуска-
ется промышленный прибор, измеряющий показатель Н/С. Дан-
ное обстоятельство обусловило необходимость поиска к. п. д. в
виде функций T]=f(02, А/ и т]=/(О2, Ы).

На рис. 5-8 приведена принципиальная схема прибора
ВУк.п.д.-ОУ для измерения к.п.д. трубчатых печей. Этот при-

Рис. 5-6. Принципиальная схема аналогового пневматического устройства
ВУк.п.д. для непрерывного автоматического измерения к.п.д. трубчатых печей
по обратному балансу тепла:

1 — 3— повторители со сдвигом; 4, 6 — задатчики малой мощности; 5 — множительно-дели-
тельное устройство (МДУ); 7, 15—пятимембранные элементы сравнения; 8— 10 — трех-
мембранные элементы сравнения; 11—14 — дроссельные делители; 16—усилитель мощности;
17, 18 — переменные дроссели (регулируемые пневмосопротивления); 19— 23 — постоянные
дроссели.

бор реализует машинные уравнения (см. табл. 5-6), полученные
на основе алгоритмов (5-33) и (5-34).

При определении этим прибором к. п. д. трубчатых печей в
производственных условиях основная трудность заключается в
непрерывном измерении теплотворной способности топлива QJ.
Способы определения значений Q₽ и основные трудности в этой
области рассмотрены в разделе 5.5.

Ппя митпянрния иряпстяткпи изменения Ор была рассмотрена
реализация алгоритмов (5-33) и (5-34), получаемых с учетом

Рис. 5-7. Принципиальная схема универсального аналогового пневматического
устройства ВУк.п.д.-01 для непрерывного автоматического измерения к.п.д.
трубчатых печей по обратному балансу тепла:

1 — 3 — повторители со сдвигом; 4, 5, 25 — задатчики малой мощности; 6 — 10, 26 — постоян-
ные дроссели; 11, 13 — трехмембранные элементы сравнения; 12 — делитель; 14, 17 — мно-
жительно-делительные устройства (МДУ); 15, 16, 18, 19 — переменные дроссели; 20 — 24 —
дроссельные делители; 27 — семнмембранный элемент сравнения; 28 — пятимембранный эле-
мент сравнения; 29 — элемент усилителя мощности.

диапазонов изменения Q₽ в промышленных условиях для жид-
ких и газообразных топлив.

В целях облегчения технической реализации машинное урав-
нение алгоритмов (5-35) и (5-36), полученное с учетом диапазо-
на изменения параметров (см. таблицу 5-6), было преобразовано
к следующему виду:

— аРо,~ Ъры (5-41)

РЛж = с1— аро, —Ь1Рм (5-42)

Выражение для этих алгоритмов и числовые значения коэффици-
ентов при различных пределах изменения О2 приведены в
табл. 5-6.

Принципиальная схема универсального аналогового пневмати-
ческого устройства с переменной структурой ВУк. п. д.-ОУм,
реализующего алгоритм (5-41) и (5-42), представлена на рис. 5-9.
Пневмосигналы датчиков, пропорциональные текущим значениям
параметров О2 и А/, подаются соответственно на повторители со
сдвигом 1 и 10. Ро2 = (ро2 —0,2)—выходной сигнал элемента 1

Рис. 5-8. Принципиальная схема аналогового пневматического устройства
ВУк. п. д.-ОУ для непрерывного автоматического измерения к. п. д. трубчатых
печей по обратному балансу тепла:

1, 10, 2/— повторители со сдвигом; 2, 7, 9, И, 22 — постоянные дроссели; 3, 12, 14, 23 —
трехмембранные элементы сравнения; 4, 13, 15, 24 — дроссельные делители; 5 — пневмо-
тумблер; 6, 8 — задатчики малой мощности; 16, 18 — трехмембраниые пневмореле с фикси-
рованным нулем; 17, 19 — пятимембранные элементы сравнения; 20— усилитель мощ-
ности.

поступает последовательно на элемент сравнения 3 и дроссель-
ный делитель 4. На выходе делителя 4 формируется сигнал <зро2-
Аналогично на выходах дроссельных делителей 13 и 15 формиру-
ются соответственно сигналы Ьры и Ь^рм. Постоянные коэффи-
циенты с и Ci устанавливаются соответственно задатчиками ма-
лой мощности 8 и 6.
Переход с одного вида топлива на другой осуществляется с
помощью пневмотумблера 5 и пневмореле 16 и 18. При работе
трубчатой печи на газообразном топливе пневмотумблер 5 нахо-
дится в положении «открыто». В положении «открыто» пневмо-
деле 16 и 1* пропускают только сигналы, поступающие, от дрос-
сельного делителя 13 и задатчика 8. При положении пневмотумб-
лера «закрыто» через пневмореле 16 и 18 проходят сигналы, по-
ступающие от дроссельного делителя 15 и задатчика 6.

Рис. 5-9. Принципиальная схема универсального аналогового пневматического
устройства ВУк.п.д.-ОУм для непрерывного автоматического измерения к. п.д.
трубчатых печей по обратному балансу тепла:

Обозначения элементов — см. рис. 5-8.

На элементах сравнения 17 и 19 осуществляется окончатель-
ное суммирование всех членов алгоритмов (5-41) и (5-42).

Усилитель 20 служит для усиления выходного сигнала эле-
мента сравнения 19 по мощности.

Принципиальная схема ВУк.п.д.-ОУм отличается от схемы
ВУк.п.д.-ОУ отсутствием элементов 21, 22, 23 и 24, формирую-
щих сигнал 0,0095 pQT или 0,0095р<?ж.

В отличие от разработанных устройств ВУк.п.д.-ОУм снаб-
жен двумя масштабными преобразователями (см. раздел 2.4).
Эти масштабные преобразователи собраны на одной плате и
установлены внутри корпуса ВУк.п.д.-ОУм. Общий и внутрен-
ний вид ВУк.п.д.-ОУм представлены на рис. 5-10.

Рассмотренные выше устройства являются универсальными,
они могут быть использованы для измерения к. п. д. нагреватель-
ных и нагревательно-реакционных трубчатых печей всех типов.
Если рассматриваемая трубчатая печь является многокамерной
и имеет несколько боровов, на вход ВУк.п.д. необходимо по-
дать средние значения 02 и is, определенные по числу точек из-
мерения. В случае если трубчатая печь одновременно работает
на двух видах топлива, то на вход устройства необходимо подать
среднее значение Н/С (или Qp), измеренное для обоих видов
топлива.

Рис. 5-10. Общий вид прибора ВУк. п. д.-ОУм.

Устройство для определения к. п. д. по прямому балансу. Раз-
работанное аналоговое пневматическое устройство для непрерыв-
ного автоматического определения к. п. д. трубчатых печей по
прямому балансу тепла ВУк.п.д. реализует алгоритм

Вс(Свых ^ых_свх
r]TBTQP + ВТС^Т + Впдп

(5.43)

Рассмотрим приведение алгоритма (5-43) к машинному урав-
нению, что необходимо для его реализации на пневмоэлементах.

Алгоритм (5-43) может быть записан в виде

Т] =

Ц/Есых-^х) сЕЫХ

(5-44)

свх

где qbbix *

Вп

Вт (Цт<2ц + Кз)

-|- К:>дп.
Диапазоны изменения параметров приведены ниже:

Параметр Значение или диапазон изме-

нения параметра

Расход, кг/ч:
топлива. Вт............................ 0 — 3000

сырья, Вс........................... 0 -120 000

Теплотворная способность топлива, Ов,
ккал/кг................................. 9300—9700

Температура сырья, °C
на входе в печь С' .... НО—260

на выходе из печи /®ых. . . . 310—460

К. п. д. трубчатой печи т], % . . . . 20—100

«Полезное тепло» (полезная теплопроиз-
водительность) ср, ккал/ч............... 0—33 855 600

Температура топлива 4, °C....................... 60

Удельная теплоемкость ккал/(кг-°С)
топлива Ст............................. 0,5

сырья Сс
на входе............................ 0,582

на выходе....................... 0,7525

Удельное теплосодержание пара, qa,
ккал/кг................................. (0,45—0,48)Х

X (150 °C —170 °C)

К. п. д. топки трубчатой печи г|т . 0,95

Коэффициент К\.......................... 0,77

Коэффициент Кг.......................... 0,4—0,6

Коэффициент Кз, ккал/кг......................... 65

После преобразования технологических параметров в соответ-
ствующие пневмосигналы (от 0,2 до 1,0 кгс/см2 или 0,02 до
0,1 МПа) с учетом диапазонов изменения параметров алгоритм
(5-44) принимает вид*

/Рвс-0,2 0,605 (pj — 0,466(pt - 0,2) + 0,727)

Рвт —0,2' 0,043 (pQp —0,2) 4-0,8058 (5’45)

Вводя следующие обозначения:

°’605 Н.вых - 0,2) -0,466 (Ptc вх- 0,2) +0,727 = А,

0,043 (pQp — 0,2) + 0,8058 = Л2

выражение (5-45) можно переписать в виде

, ГРвс —0,2 д

”> = °’8,24 У (5-«)

Принципиальная схема ВУк.п.д.-П! представлена на
рис. 5-11. Сигнал от датчика температуры на выходе из трубча-
той печи (р(с ) поступает на повторитель 1 со сдвигом и да-
лее на элемент сравнения 7. На выходе повторителя и элемента
сравнения 7 имеем величину (pzc вЫХ —0,2).

* Использовались диапазоны изменения параметров в ккал/кг, ккал/(кг-°С),
°C и диапазон изменения пневмосигналов в кгс/см2.
Рис. 5-11. Принципиальная схема аналогового пневматического устройства
ВУк. п. д.-П1 для непрерывного автоматического определения к. п.д. трубчатых
печей по прямому балансу тепла:

1 — 3, 21, 26 — повторители со сдвигом; 4 — 6, 13, 19, 22, 27 — постоянные дроссели; 7 — 9,
39 — трехмембраниые элементы сравнения; 10 — 12, 16, 40 — дроссельные делители; 14,
18 — задатчики малой мощности; 15, /7 — пятимембранные элементы сравнения; 20, 28,
34— усилители мощности; 23, 29, 37 — множительно-делительные устройства (МДУ); 24, 25,
30 — 32, 36, 38—переменные дроссели; 33 — повторитель; 35 — задатчик большой мощности.
Дроссельный делитель 10 осуществляет умножение величины
Pt вых на коэФФии-иент 0,605.

Таким образом, в камеру элемента сравнения 15 подается
сигнал, равный первому слагаемому выражения Aj.

Сигнал от датчика температуры на входе в печь (р, \

поступает на повторитель со сдвигом 2 и далее на элемент срав-
нения 8. Выходной сигнал элемента сравнения 8 подается на
дроссельный делитель И, осуществляющий операцию умножения
величины (Pzc вх—0,2)) на постоянный коэффициент 0,466.

В минусовой камере элемента сравнения 15 имеем величину,
равную второму слагаемому выражения Др

Постоянная С = 0,727 подается от задатчика 14 в плюсовую ка-
меру элемента сравнения 15.

Таким образом, на выходе элемента сравнения 15 отрабаты-
вается сигнал в соответствии с выражением А\. Повторитель со
сдвигом 3, постоянный дроссель 6, элемент сравнения 9 и дрос-
сельный делитель 12 обеспечивают формирование сигнала 0,043Х
Х(Р<?Р—0,2), подаваемого в плюсовую камеру элемента сравне-
ния 17.

На выходе элемента сравнения 17 отрабатывается сигнал в
соответствии с выражением Л2 = 0,043 (pQp—0,2)+0,8058. Сигна-
лы рв„ и рв~ от датчиков расхода сырья и топлива через повто-
рители 21 и 26, обеспечивающие сдвиг на 0,2, подаются на пнев-
матическое множительно-делительное устройство 23. Сигнал
(рвд—0,2) усиливается по мощности в усилителе 28.

Для осуществления операции деления (рвс—0,2)/(рвт—0,2)
к одному из сопел множительно-делительного устройства 23 че-
рез переменный дроссель 25 подается постоянное давление, рав-
ное 1 кгс/см2. Единичный сигнал подается от мощного задатчи-
ка 35.

Выходной сигнал множительно-делительного устройства 29,
равный (рвс—0,2)/(рвт'—0,2), подается на множительно-делитель-
ное устройство 23, обеспечивающее извлечение квадратного корня.

Выходной сигнал множительно-де-лительного устройства 29 с
повторителя 33 после усиления в усилителе мощности 34 через
переменный дроссель 38 подается на множительно-делительное
устройство 37. На это МДУ кроме сигнала

1 /”р-вс —°,2

V Рвт — Ъ,2

подаются сигнал, равный А2, от элемента сравнения 17 и сиг-
нал Др41 от дроссельного делителя 16.

На устройстве 37 выполняется следующая операция:

fРвс-0,2

У Рвт~0,2' А2 (5‘47>
Выходной сигнал МДУ поступает на элемент сравнения 39, в це-
пи отрицательной обратной связи которого установлен дроссель-
ный делитель 40.

Элемент сравнения 39 и делитель 40 обеспечивают выполне-
ние операции умножения выражения (5-47) на постоянный коэф-
фициент К2-

f Рвс-0,2

]/ Рвт — 0,2’ А2

(5-48)

В выражении (5-48) Ki-/<2 = 0,8424.

Таким образом, на выходе дроссельного делителя 40 отраба-
тывается давление равное

0,8424

Рвс —0,2 Аг

Рвт — 0,2" А2

Выходной сигнал ВУк.п.д.-Ш пропорционален значению

к. п. д. трубчатой печи т].

На рис. 5-12 показаны общий и внутренний вид ВУк.п.д.-Ш:
В основном этот прибор предназначен для измерения к. п. д. од-

Рис. 5-12. Общий вид прибора ВУк.п.д.-Ш.

нопоточных чисто нагревательных трубчатых печей, работающих
на жидком топливе. В реализованном алгоритме (5-43) не учи-
тывается тепло, вводимое в топку вместе с воздухом. Однако
ВУк.п.д.-Ш может быть использован и для измерения к. п. д.
многопоточных чисто нагревательных трубчатых печей. В этом
случае входными параметрами прибора будут суммарные значе-
ния расходов топлива Вт и расходов сырья В,- и средние значе-
ния величин QP, и i®bIX по потокам.

погрешностью ВУк.п.д.-Ш могут быть ис-

пользованы тля измерения к. п. д. трубчатых печей с частичным
испарением и нагревательно-реакционного типа. Вычисление этой
погрешности для конкретных случаев не представляет никакой

трудности.

Универсальное устройство для определения к. п. д. по прямо-
му балансу*. В настоящее время ведутся работы по созданию
аналогового пневматического устройства для непрерывного авто-
матического измерения к. п. д. трубчатых печей по прямому ба-
лансу тепла. Это обусловлено следующим: несмотря на то, что
с некоторой погрешностью прибор ВУк.п.д.-Ш может измерять
к. п. д. трубчатых печей других типов, данный прибор не являет-
ся универсальным. Универсальное устройство для определения
к. п. д. трубчатых печей по прямому балансу тепла должно обес-
печивать возможность определения к. п. д. во всех трубчатых пе-
чах, независимо от назначения, типа, конструкции, числа пото-
ков сырья и топлива, видов топлива и ряда других особенностей
(см. табл. 5-2, 5-3, 5-4, 5-5).

Для разработки универсального устройства, определяющего
к. п. д. по прямому балансу тепла предварительно необходимо
рассмотреть непрерывное измерение слагаемых функций, входя-
щих в числитель и знаменатель алгоритмов. В работе [188] при-
ведены машинные уравнения для реализации этих функций на
пневмоэлементах и выражения коэффициентов, входящих в эти
уравнения. При составлении машинных уравнений принято, что
все переменные, кроме е (доли отгона) и Qp, входящие в рас-
сматриваемые алгоритмы, изменяются в интервале от 0 до хМакс
и минимальному значению переменной соответствует пневмосиг-
нал 0,02 МПа, а максимальному 0,1 МПа. Принципиальные схе-
мы устройств, реализующих полученные машинные уравнения,
приведены в работе [188].

Вычислительное устройство, предназначенное для определения
энергетического к. п. д. двухпоточных трубчатых печей (каждый
поток сырья подается отдельным насосом, топливо также подает-
ся двумя потоками, печь работает на двух видах топлива) может
быть использовано как универсальное (рис. 5-13). Этот прибор
позволяет определить как технологический, так и энергетический
к. п. д. трубчатых печей рассматриваемых типов (см. табл. 5-2,
5-3, 5-4, 5-5).

Распространив допущения, принятые выше при измерении
устройством ВУк.п.д.-Ш к. п. д. многопоточных трубчатых пе-
чей, к рассматриваемому случаю, те. к ВУк.п.д.-ПУ (см.
рис. 5-13), можно по прямому балансу тепла определить к. п. д.
трубчатых печей всех типов.

* Находится в стадии разработки.
При этом подключение или отключение рассмотренных выше
устройств измерения количества тепла в схеме универсального
ВУк.п.д. осуществляется соответствующими пневматическими кла-
панами.

Рис. 5-13. Принципиальная блок-схема универсального аналогового пневмати-
ческого устройства ВУк. п. д.-ПУ для непрерывного автоматического определе-
ния к.п.д. трубчатых печей по прямому балансу тепла:

СМ-1, СМ-2, СМ-4, СМ-5 — семимембранные сумматоры (элементы сравнения); СМ-3, СМ-6 —
пятимембранные сумматоры (элементы сравнения); МДУ — множительно-делительное устрой-
ство.

5.5. АНАЛОГОВЫЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ ФУНКЦИОНАЛЬНЫЕ
ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КАЧЕСТВЕННЫХ
ПОКАЗАТЕЛЕЙ ТОПЛИВ

Все параметры, кроме низшей теплотворной способности топ-
лива Qp и показателя топлива Н/С, входящие в разработанные
алгоритмы для определения к. п. д. топок и трубчатых печей, мо-
гут быть автоматически измерены стандартными промышленны-
ми приборами.

В настоящее время известны три метода измерения низшей
объемной теплотворной способности газов — измерение с по
мощью калориметров типа «Юнкере» и измерения с помощью
пламенно-температурного и пламенно-ионизационного детек-
торов.

Теплотворная способность топлива может быть также опре-
делена по плотности.

При работе трубчатых печей на жидком топливе может
быть принята как постоянная величина, значение которой будет
зависеть от сорта и марки жидкого топлива [167].

До настоящего времени нет промышленных устройств, позво-
ляющих непрерывно автоматически измерять показатель топлива
Н/С. Однако вопросы измерения величины обратной Н/С, а имен-
но, отношения числа атомов углерода к числу атомов водорода
рассматривались различными авторами. Наибольший практиче-
ский интерес представляют работы [61, 141], в которых предло-
жены различные методы и разработаны импульсные автоматиче-
ские анализаторы для измерения отношения С/Н различных жид-
ких и газообразных многокомпонентных смесей в нефтеперера-
ботке и нефтехимии. Измерение отношения С/Н газовой смеси
осуществляется двумя методами:

с помощью пламенно-ионизационного детектора и любого де-
тектора, измеряющего плотность газовой смеси;

с помощью пламенно-ионизационного детектора и пламенно-
температурного детектора.

В рассмотренных работах показаны возможности измерения
отношения С/Н с помощью либо датчика С и датчика плотности
газа, либо датчика С и датчика низшей теплотворной способно-
сти газа QP,

Принцип действия и конструкция разработанных датчиков
плотности газов и их низшей теплотворной способности подробно
описаны в работах [143—146].

Как видно из изложенного, для измерения как QP, так и Н/С
необходимо использовать разработанные в индивидуальном по-
рядке специальные приборы. Для рассматриваемой задачи подоб-
ное решение в подавляющем большинстве случаев является эко-
номически нецелесообразным. В связи с этим была поставлена
и решена задача разработки алгоритмов и построения функцио-
нальных преобразователей для косвенного измерения рассмотрен-
ных выше качественных показателей топлив с применением стан-
дартных приборов.

Входной и выходной сигналы построенных функциональных
преобразователей являются унифицированными пневматически-
ми, что позволяет использовать их в автоматических системах
контроля, регулирования и управления, выполненных на прибо-
рах, входящих в пневматическую ветвь ГСП.
Преобразователи низшей теплотворной способности топлив.
Рассматриваемый ниже аналоговый пневматический функциональ-
ный преобразователь, работающий в комплекте с датчиком удель-
ного веса, предназначен для непрерывного определения низ-
шей теплотворной способности жидкого топлива. В тех случаях,
когда сжигаемое жидкое топливо представляет собою смесь топ-
лив различных сортов и марок, т. е. когда состав топлива явля-
ется нестабильным, особо возрастает целесообразность использо-
вания разработанного функционального преобразователя.

Для подсчета низшей теплотворной способности жидкого топ-
лива предложены различные формулы [112, 203]; в частности
для определения (в ккал/кг) может быть использована эмпи-
рическая формула Крэга

QP = 12400 - 2100J2 — 50.45Н (5-49)

где d — удельный вес топлива при 15 °C по отношению к воде при
15 °C, т. е. dif; Н — массовый процент содержания водорода в
топливе, определяемый также по эмпирической формуле

Hss26 — 15d (5-50)

ГОСТ 10585-63 предусматривает топочные мазуты марок М40,
М100 и М200. Теплотворная способность мазутов этих марок из-
меняется в пределах от 9300 до 9700 ккал/кг, а удельный вес от
0,96 до 1,06 г/см3. С учетом этих данных и формулы (5-50) выра-
жения (5-49) можно представить в следующем упрощенном виде:

QP= 11455— 1907Д- (5-51)

Это выражение реализуется аналоговым пневматическим функцио-
нальным преобразователем. Преобразования параметров в соот-
ветствующие пневматические сигналы выполнены следующим об-
разом: 0,2 кгс/см2 выбрано как минимальное значение параметра,
а максимальному значению параметра соответствует давление сжа-
того воздуха 1,0 кгс/см2. При этом выражение (5-51), с учетом
диапазонов изменения Qp-m и d, преобразуется к следующему
виду:

р рж = 0,996 — 0,9153 (pd — 0,2) -0,06(pd — 0,2)2 (5-52)

<?н

При реализации можно пренебречь третьим членом алгоритма
(5-52) вследствие его малости.

Функциональный преобразователь ВУ Qp* работает следую-
щим образом (рис. 5-14, а). Пневматический сигнал pd от датчи-
ка удельного веса поступает в повторитель со сдвигом 1; на вы-
ходе элемента 3 отрабатывается сигнал (pd—0,2). Этот сигнал
поступает на делитель 4. Выходной сигнал делителя
140
0,9153(pd—0,2) поступает в отрицательную камеру элемента 7; в
его положительную камеру от задатчика 5 подается постоянный
сигнал, равный 0,996. На выходе усилителя мощности 8 получа-
ется сигнал, пропорциональный текущему значению Q₽.

Рис. 5-14. Принципиальные схемы аналоговых функциональных преобразовате-
лей низшей теплотворной ‘способности жидких (а) и газообразных (б)
топлив БУ Qg :

1, 10—повторитель со сдвигом; 2, 6, 12, 13 — постоянные дроссели; <3, 9 — трехмембраииые
элементы сравнения; 4 — дроссельный делитель; 5, 11 — задатчики малой мощности; 7, 14 —
пятимембраииые элементы сравнения; 8, 17 — усилители мощности; 15 — трехмембранные
реле с фиксированным нулем; 16 — пневмотумблер.

В результате исследования были найдены зависимости между
плотностью р (в кг/м3) и низшей теплотворной способностью га-
зообразных топлив QpHr (в кДж/м3):

QP-r = 44754 — 12696р при 0,7<р<0,9

(5-53)
используемая для газов нижеприведенных месторождений

Административный район

Волгоградская область .
Дрогобычская область
Коми АССР ....
Саратовская область
Ставропольский край
Тюменская область .

Месторождение

Саушинское
Дашевское
Ниббельское
Елшанское
Ставропольское
Березовское

QP-r = 24344е°-56'0 при 0,7 + р + 1,3

(5-54)

используемая для газов нижеприведенных месторождении

Административный район
Азербайджанская ССР
Волгоградская область
Бухарская область
Коми АССР . . .

Краснодарский край .
Куйбышевская область
Саратовская область .
Узбекская ССР
Харьковская область .

Месторождение

Карадагское

Арчединское и Ко-
робковское

Газлинское

Нижне Омранское
Ленинградское
Мухановское
Степановское

Северное Риштанское
Шебелииское

Найденные зависимости (5-53) и (5-54) были использованы
для разработки функционального преобразователя ВУ(2рг, прин-
ципиальная схема которого приведена на рис. 5-14,6. При реали-
зации нелинейная зависимость (5-62) была аппроксимирована
линейной зависимостью

QP-r= 20900-}-21620р (5-55)

Функциональный преобразователь ВУ(?рг представляет со-
бой аналоговое пневматическое устройство с переменной структу-
рой и реализует следующие машинные уравнения*:

р рг= 1 —(рр —0,2) (5-56)

Он

Р р.г = Рр ' (5-57)

Устройство работает следующим образом. Пневматический сиг-
нал плотности газа рр от соответствующего датчика поступает на
вход трехмембранного элемента сравнения 9 и повторителя со
сдвигом 10. Выходные сигналы элементов 10 и 11 поступают в
пятимембранный элемент сравнения 14. На выходе повторителя
со сдвигом 10 формируется сигнал (р —0,2), на выходе задатчи-
ка малой мощности 11 — сигнал, равный единице. На элемен-
те 14 происходит окончательная реализация уравнения (5-56).

* Использовались диапазон изменений параметра в ккал/м3 и диапазон из-
менения пневмосигнала в кгс/см2.
На выходе трехмембранного элемента 9 происходит повторе-
ние входного сигнала, т. е. рр. На вход трехмембранного реле с
фиксированным нулсм ю нос 1 у каю 1 выходные сшналы элемен-
тов 9 и 14. Элемент 15 управляется командным сигналом, посту-
лающим от пневмотумблера 16. При положении пневмотумблера
«закрыто» на выходе элемента 15 появляется выходной сигнал
элемента 9, т. е. функциональный преобразователь реализует ма-
шинное уравнение (5-57). При положении пневмотумблера «от-
крыто» на выходе элемента 15 появляется выходной сигнал эле-
мента 14, т. е. ВУфР-г реализует машинное уравнение (5-56).

Выходной сигнал элемента 15 поступает на вход элемента 17,
где происходит усиление сигнала по мощности.

Приближенные значения низшей теплотворной способности
газообразных и жидких топлив, при известных значениях плотно-
сти р и относительной плотности d могут быть определены по гра,-
фическим зависимостям.

Преобразователи показателя топлив Н/С. Как было показано
выше, при известных Q? величина показателя топлива Н/С мо-
жет быть определена из выражения (5-29) и (5-30).

Найденные зависимости послужили основой для разработки
функционального преобразователя, вычисляющего показатель
топлива Н/С (рис. 5-15, а). Этот функциональный преобразова-
тель представляет собой аналоговое пневматическое устройство с
переменной структурой и реализует следующие машинные урав-
нения*

Рн/С= 0,99 —(5-58) Рн/с= 9,8 — Pq:,k (5-59)

При определении машинных уравнений было принято, что ми-
нимальным значениям QP.r, (?рж, (Н/С)г и (Н/С)ж соответству-
ет пневматический сигнал 0,2 кгс/см2, а максимальным значени-
ям — 1 кгс/см2.

Функциональный преобразователь, определяющий показатель
топлива Н/С, работает следующим образом. Пневматические
сигналы низшей теплотворной способности газообразного и жид-
кого топлив от соответствующих датчиков поступают на вход по-
вторителей со сдвигом 1 и 2. Выходные сигналы этих элементов
через трехмембранные элементы сравнения 3 и 11 поступают в
трехмембранное реле 12 с фиксированным нулем. Элементом 12
управляют с помощью командного сигнала, поступающего от
пневматического тумблера 4. В зависимости от входного сигна-
ла функционального преобразователя пневматический тумблер
находится в определенном положении. Если входным сигналом
функционального преобразователя является ррж, то тумблер 4
находится в положении «открыто». При этом командный сигнал
Рк=Рпит от тумблера одновременно подается на элементы И—13.

* Использовались диапазон изменения параметра в ккал!м3 и диапазон
изменения пиевмссигнала в кгс/см2.
На выходе элемента сравнения 14 формируется сигнал, пропор-
циональный показателю жидкого топлива (Н/С)ж.

При положении пневматического тумблера «закрыто» на эле-
менте 14 реализуется алгоритм (5-58).

Рис. 5-15. Принципиальные схемы аналоговых пневматических функциональных
преобразователей:

а — вычисляющего показатель топлива Н/С; б — реализующего выражение (5-60); 1, 9,
16 — повторители со сдвигом; 2, 5, 7, 10, 17, 21 — постоянные дроссели; 3, 11, 13 — трех-
мембранные элементы сравнения; 4 — пневматический тумблер; 6, 8, 20 — задатчики малой
мощности; 12, 13 — трехмембранные реле с фиксированным нулем; 14, 22 — пятимембран-
ные элементы сравнения; 15, 23 — усилители мощности; 19— дроссельный делитель.

Постоянные алгоритмов, составляющие 0,99 и 0,8, формиру-
ются соответственно с помощью задатчиков 8 и 6 малой мощно-
сти.

Усилитель 15 служит для усиления выходного сигнала элемен-
та сравнения 14 по мощности.

На основании исследований было установлено, что зависи-
мость показателя жидкого топлива (Н/С^ж от плотности d (в
г/см3) приблизительно может быть аппроксимирована выраже-
нием

0,03264 + 0,091ld-

(5-60)

где 0,96^d^l,06; 0,116=С (Н/С)0,135.
На рис. 5-15, б представлена принципиальная схема аналогово-
го пневматического функционального преобразователя, реализую-
щего выражение (5-60), машинное уравнение которого имеет вид

р(Н/С)ж = 0,065 -4- 0,8966р^ (5-61)

Принцип действия этого функционального преобразователя
аналогичен принципу действия рассмотренного выше BVQp*-
Различие состоит лишь в том, что в данном случае в элементе 22
осуществляются операции суммирования входных сигналов.

5.6. ПРОМЫШЛЕННЫЕ ИНФОРМАЦИОННО-ИЗМЕРИТЕЛЬНЫЕ
СИСТЕМЫ ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОГО ОПРЕДЕЛЕНИЯ

К.П.Д. ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Разработанные ВУк.п.д. работают в комплекте со стандарт-
ными пневматическими приборами (рис. 5-16 и 5-17)*.

При определении к. п. д. трубчатых печей по обратному ба-
лансу тепла (см. рис. 5-16) содержание кислорода в уходящих
топочных газах может быть измерено кислородомером 2 с пнев-
матическим выходом, диапазон измерения которого нс меньше
чем от 0 до 10%.

Пневматический сигнал, пропорциональный величине Д/ = £б—
— Н. в, отрабатывается в контуре поз. 3 и 6 (рис. 5-16).

При работе трубчатой печи на жидком топливе показатель
Н/С меняется не часто. Это позволяет считать информацию о по-
казателе жидкого топлива практически постоянной. В этом слу-
чае на вход ВУк.п.д. подается постоянный сигнал от специаль-
ного задатчика. Величина этого сигнала должна быть пропорцио-
нальна значению Н/С = const. При необходимости можно вклю-
чать в систему измерения и информацию о качестве топлива
(рис. 5-16,6). Для этой цели могут быть использованы датчики
плотности 9 или удельного веса 13, выходные сигналы которых
через реле соотношения 10 или пневматические функциональные
преобразователи 14, 15 подводятся в ВУк.п.д. Величина соотно-
шения, установленного на реле, зависит от типа, сорта и марки
топлива [52, 167].

В качестве вторичного прибора ВУк.п.д. и ВУк.п.д.-01 мо-
гут быть использованы любые стандартные пневматические при-
боры 12, отградуированные в единицах измерения к. п. д.

На вход ВУк.п.д.-Ш (рис. 5-17. поз. 6) поступают пневмати-
ческие сигналы, пропорциональные текущим значениям парамет-
ров, входящих в алгоритм (5-44).

* Здесь и далее в схемах определения к.п.д. и полезного тепла блоки за-
паздывания, учитывающие динамические связи каналов, не показаны.
Сигналы от термопар 8, 13 с помощью преобразователей 9, 12
преобразуются в пневматические сигналы и подаются на вход
ВУк.п.д.-П1.

Измерение расхода топлива и сырья осуществляется с по-
мощью сужающих устройств 4, 10, перепад давления на которых
измеряется дифференциальными манометрами 5, 11. Пневматиче-
ские сигналы, пропорциональные значениям расхода топлива Вт
и сырья Вс от дифференциальных манометров, также поступают
на вход ВУк.п.д.-Ш.

При работе трубчатых печей на жидком топливе теплотворная
способность QP практически может быть принята постоянной.
В этом случае на вход ВУк.п.д.-Ш подается постоянный сигнал
от специального задатчика, величина которого пропорциональна
значению Qp = const.

Рис. 5-16. Принципиальные схемы ин-
формационно-измерительных систем для
непрерывного автоматического опре-
деления к. п. д. трубчатых печей по об-
ратному балансу тепла:

а — с использованием датчика плотности;
б — с использованием датчика удельного ве-
са; в — без показателя качества топлива;
1, 2 — датчик кислородомера; 3, 6 — термопа-
ры; 4, 7 — датчики температуры; 5 — сумми-
рующий блок; 8 — пробоотборное устройство;
9— датчик плотномера; 10— реле соотноше-
ния; 11— ВУк.п.д.; 12 — вторичный прибор,
регистрирующий к.п.д.; 13 — датчик удельно-
го веса; 14 — функциональный преобразова-
тель для определения ; 15 — то же, для

Н/С; 16 — ВУк.п.д.-ОУм.

Для получения информации о теплотворной способности топ-
лива могут быть использованы датчики плотности или удельного
веса, выходные сигналы которых через реле соотношения 3 или
15 подведены к ВУк.п.д.-Ш.
Выходной сигнал ВУк.п.д.-Ш подается на регистрирующий
прибор 7, отградуированный в единицах измерения к. и. д. В ка-
честве1 вторичного прибора может быть использован любой пнев-
матический прибор с входным сигналом ~ 0,02—0,1 МПа.

В рассмотренных выше промышленных информационно-изме-
рительных системах (см. рис. 5-16,6 и рис. 5-17) для непрерывно-

Рис. 5-17. Принципиальные схемы информационно-измерительных систем для
непрерывного автоматического определения к.п.д. трубчатых печей по прямо-
му балансу тепла:

а —с использованием датчика плотности; б — с использованием датчика удельного веса;
1 — прс-боотборные устройства; 2 — датчик плотномера; 3 — реле соотношения; 4, 10 —
диафрагмы: 5, 11— дифманометры; 6 — ВУк.п.д.-ГП; 7 — вторичный прибор, регистрирующий
к.п.д.; 8, 13 — термопары; 9, /2 — датчики температуры; 14 — датчик удельного веса; 15 —
устройстЕо для вычисления QP .

го автоматического измерения к. и. д. трубчатых печей принима-
ется, что диапазоны измерения стандартных датчиков соответст-
вуют диапазонам изменения переменных, входящих в алгоритм, на
котором базируются ВУк.п.д. Если диапазоны измерения стан-
дартных датчиков не подвергнуты изменению, то на их выходе
необходимо установить масштабные преобразователи МП.

5.7. РЕЗУЛЬТАТЫ ПРОМЫШЛЕННЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

Разработанные ВУк.п.д. и синтезированные информационно-измерительные
системы были внедрены на трубчатых печах атмосферной установки в г. Баку.
(ВУк.п.д., ВУк.п.д.-01 и ВУк.п.д.-Ш), на установке процесса производства де-
прессатора в г. Сумгаит (ВУк.п.д.-Ш) и на установке селективной фенольной
очистки масел Новокуйбышевского нефтеперерабатывающего завода
(ВУк.п.д.—ОУм).

Для выявления влияния 1параметров на к. п. д. в период промышленного
испытания этих устройств трубчатая печь управлялась вручную. Исследовались
различные режимы работы трубчатых печей. Режим горения устанавливался по
цвету пламени и дыму.

Запись показаний ВУк.п.д. отражала любые, даже незначительные нару-
шения теплового и технологического режимов [187]. Например, при увеличении
температуры сырья, поступающего в печь, прибор зафиксировал снижение к.п.д.
трубчатой печи, при уменьшении расхода топлива прибор показал возрастание
к.п.д. Основываясь на показаниях ВУк.п.д., оператор установил тепловой режим
печи, характеризующийся минимальным расходом топлива.

При нарушении условий теплопередачи вследствие прогара участка змееви-
ка прибор зарегистрировал снижение к.п.д. трубчатой печи.

Показания ВУк.п.д., ВУк.п.д.-01 и ВУк.п.д.-ОУм при работе в режиме совет-
чика менялись в пределах 52—69%, а для ВУк.п.д.-П1 те же показания состав-
ляют 52—71% и 58—72%. В режиме контроля максимальная величина к.п.д.
на исследуемых трубчатых печах не превышала 80—92% верхних значений ука-
занных пределов. Таким образом, использование вычислительных устройств для
определения к.п.д. даже в режиме советчика обеспечивает увеличение к. п. д.
трубчатых печей на 10—25%.

Во время промышленных испытаний было установлено, что ВУк.п.д. реаги-
руют на нарушение теплового и технологического режима трубчатой печи рань-
ше, чем происходит изменение температуры сырья на выходе из печи.

До настоящего времени отсутствуют какие-либо методы измерения к.п.д.
трубчатых печей. Поэтому показания приборов в период испытания сопостав-
ляли со значениями к.п.д. трубчатой печи, подсчитанными по номограмме [208]
и алгоритму (5-44). По показаниям вторичного регистрирующего прибора рас-
хождение результатов ие превышало ±2,0%.

Во внедренных в промышленности системах для анализа кислорода в ухо-
дящих топочных газах был применен газоанализатор типа МН-5106 и МГК-14М.
Элементы, входящие в комплект газоанализаторов, подвергнуты переделке.
Вторичные приборы снабжены пневмопреобразователями. Пробоотборные уст-
ройства газоанализаторов установлены в борове печи.

В информационно-измерительных системах пределы измерения стандартных
датчиков подвергались переделке в соответствии с диапазоном изменения вход-
ных переменных ВУк.п.д. (см. табл. 5-5 и данные, приведенные на с. 133). По-
казатель топлива Н/С определялся по принципиальным схемам, показанным на
рис. 5-16, о, б (поз. 8—10). При внедрении ВУк.п.д.-Ш иа трубчатой печи уста-
новки производства депрессора для приведения диапазонов измерения стандарт-
ных датчиков в соответствие с диапазонами изменения входных переменных
прибора использованы масштабные преобразователи, установленные на выходе
стандартных датчиков. Трубчатая печь работала на жидком топливе и тепло-
творная способность последнего считалась постоянной.

После несложной перекоммутации ВУк.п.д.-Ш позволяет измерить полезное
тепло, т. е. полезную теплопроизводительность нагревательных трубчатых печей.
В период промышленных испытаний было рассмотрено также непрерывное из-
мерение полезного тепла в трубчатой печи и использование этого параметра в
качестве критерия оптимизации режимов работы трубчатой печи.

При измерении в промышленных условиях полезного тепла прибором
ВУк.п.д.-Ш настройка была осуществлена по данным, приведенным на с. 133.

Промышленные испытания подтвердили высокую чувствительность и рабо-
тоспособность ВУк.п.д. и всей автоматической системы непрерывного измерения
к.п.д. трубчатых печей [187].

Ожидаемый экономический эффект от внедрения ВУклд. обусловливается
прежде всего улучшением теплового режима печи — сокращением расхода топ-
лива, водяного пара, сокращением потерь и увеличением межремонтного про-
бега.

Разработка ВУклид. открывает возможность для создания иа трубчатых
печах экстремальных систем управления, позволяющих достигать максимально-
го значения к.п.д. печи при любой производственной ситуации.
ГЛАВА 6

УПРАВЛЕНИЕ ЭКОНОМИЧНОСТЬЮ ПРОЦЕССА
ГОРЕНИЯ В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ

6.1. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ И АНАЛИЗ МЕТОДОВ УПРАВЛЕНИЯ
ЭКОНОМИЧНОСТЬЮ ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ В СЛОЖНЫХ
ТЕПЛОВЫХ ОБЪЕКТАХ

Экономичность процесса горения обеспечивается правильным выбором и
поддержанием коэффициента избытка воздуха. Наиболее экономичным является
процесс горения, при котором значение коэффициента избытка воздуха в топ-
ке является .минимальным, но достаточным для того, чтобы отсутствовала по-
теря тепла от химического недожога.

До настоящего времени во многих тепловых объектах, в том числе в
трубчатых печах, коэффициент избытка воздуха не только не регулируется, но
даже не контролируется. Этот коэффициент зависит от многих факторов (см.
.раздел 6.2) и изменяется в широких пределах [173]: в топке от 0,99 до 2,1, в
борове от 1,09 — до 4,6.

Часто задача эффективного 'сгорания топлива решается регулированием
соотношения расходов топлива и воздуха. Однако постоянное соотношение этих
расходов не гарантирует обеспечения оптимального коэффициента избытка воз-
духа даже при постоянстве расхода топлива.

До последнего времени не было приборов, с удовлетворительной точностью
измеряющих избыток воздуха в топке, поэтому возникла необходимость искать
косвенные пути управления количеством воздуха. Однако в настоящее время в
связи с разработкой соответствующих анализаторов количеством воздуха мож-
но управлять непосредственно по показателям качества топочного процесса. Кри-
терием качества топочного процесса является состав уходящих топочных газов,
зависящий от вида топлива и его подготовки, типа и конструкции печи, состоя-
ния тяго-дутьевого режима, влияния подсоса воздуха в рабочее пространст-
во |И т. п.

Состав уходящих топочных газов во миогом характеризует ход процесса
горения и экономические показатели работы трубчатых печей.

Контроль процесса горения можно осуществлять по содержанию либо одного
из компонентов в продуктах сгорания (двуокись углерода) или химического недо-
жога (окись углерода, водород, метан и др.), либо по содержанию свободного
Os. Однако в действительности эти зависимости оказываются неоднозначными,
так как связаны не только с избытком воздуха, но и с прочими, упомянутыми
выше факторами. Поэтому применительно к конкретным условиям необходимо
оценить вероятные ошибки и выбрать компонент, наиболее полно характеризую-
щий оптимальный процесс горения при любых эксплуатационных условиях [57,
66, 135, 156, 157, 170, 173, 182, 189].

Проанализируем основные компоненты, содержащиеся в уходящих топоч-
ных газах и характеризующие полноту сжигания топлива. Так, содержание СО2
при заданном избытке воздуха в топке в большей степени зависит
от химического состава топлива. Поэтому СО2 может быть исполь-
зован для контроля коэффициента избытка воздуха только при
сжигании топлива с неизменным химическим составом. Следует отметить,
что и при этом содержание СО2 без коррекции по содержанию СО не характе-
ризует избыток воздуха однозначно. При уменьшении избытка воздуха содер-
жание СО2 в топочных газах начинает увеличиваться до определенного преде-
ла, после которого начинает вновь падать вследствие того, что при недостатке
воздуха часть углерода топлива сгорает до окиси углерода СО.
Содержание RO2(CO2+SO2) в топочных газах не является однозначной
функцией избытка воздуха даже при постоянном составе топлива. Наблюда-
ются случаи, когда одному и тому же избытку воздуха соответствуют различ-
ные значения содержания RO2.

Установлено, что при работе на смеси топлива двух видов способ контроля
процесса горения по RO2 оказывается совершенно неудовлетворительным, так
как незначительное изменение в соотношении двух топлив приводит к измене-
нию оптимальной величины а.

Содержание О2 также неоднозначно связано с коэффициентом избытка воз-
духа, однако оптимальное содержание О2 в топочных газах в меньшей степени
зависит от вида и состава топлива. Здесь погрешности во много раз меньше,
чем в предыдущем случае. Поэтому при автоматическом управлении экономич-
ностью процесса горения в качестве управляемого параметра целесообразно
принимать избыток О2 [57, 182, 211].

При управлении экономичностью процесса горения по качеству топочного
процесса основной задачей является выбор такой точки отбора пробы для ана-
лиза, в которой состав топочных газов постоянно соответствовал бы среднему
составу по всему газовому тракту и в то же время не было бы подсосов воз-
духа. По нашему мнению, в качестве этой точки может быть выбрана точка
над перевальной стенкой.

Регулирование коэффициента избытка воздуха по данным газового анали-
за может быть обеспечено с помощью непрерывных газоанализаторов. Однако
существующие газоанализаторы имеют большое запаздывание. Поэтому в си-
стеме управления импульс газоанализаторов целесообразно использовать в ка-
честве корректирующего [170, 174].

Для полного сгорания топлива большое значение имеют также постоянные
значения состава топлива и его рабочих параметров, а также сохранение опти-
мальной величины тяги (разрежения). Оптимальная величина тягн у горелок
равна 3—5 мм вод. ст. [208]. В процессе эксплуатации трубчатой печи вели-
чина тяги может изменяться вследствие изменения положения регистров у фор-
сунок, появления неплотностей в кладке печи, в ретурбендных коробках и газо-
воздушном тракте, а также образования отложений в трубах камеры конвек-
ции и борове и изменения атмосферных условий. Прн понижении атмосферного
давления тяга ухудшается. При более высоком атмосферном давлении и в хо-
рошую погоду тяга улучшается. Зимой, в морозное время, тяга бывает значи-
тельно лучше, чем в жаркое время года. Это объясняется уменьшением разно-
сти температур .между атмосферным воздухом н топочными газами. Прн силь-
ном ветре величина естественной тяги нарушается. Чем выше дымовая труба,
тем меньше влияет на тягу ветер.

Разрежение в борове печи бывает в 3—8 раз больше, чем у горелок и за-
висит от высоты дымовой трубы, конструкции печи, температуры окружаю-
щего воздуха, температуры уходящих топочных газов и потери напора на пре-
одоление сопротивлений на пути движения топочных газов.

Ряд авторов высказывают предположение, что качество процесса горения
наиболее точно может быть охарактеризовано плотностью топочных газов, опре-
деленной путем измерения разности статических давлений между двумя точками
в топке, расположенными на некотором расстоянии одна от другой по ходу
топочных газов. Оптимальному качеству процесса при любой нагрузке объекта
управления соответствует максимальное значение разности давлений [210].

Управление экономичностью процесса горения по разности давлений имеет
следующие преимущества:

малая инерционность и высокая надежность;

простота н удобство в эксплуатации;

возможность поддержания требуемого избытка воздуха при всех режимах
работы объекта управления;

возможность коррекции соотношения топливо—воздух при любых изме-
нениях качества и количества топлива, а также при переходе с одного вида
топлива на другой.

Как указывалось выше, содержание свободного кислорода в уходящих то-
почных газах характеризует экономичность процесса горения. Однако при под-
держании содержания свободного кислорода в уходящих топочных газах на за-
данном уровне невозможно осуществлять оптимальное управление в связи с
тем что в этом случае критерий оптимизации отсутствует. Кроме того, опти-

*___ ,.,,т ~ ИГЛ-- Л — ТУТ -Ч ' D ПОГЛТЛ Г‘)1 11

мальная юииидпиш алихирида iu-inw л vnoDtw i пи. puuuic 1 i -I

рекомендуется следующие оптимальные цифры содержания свободного кисло-
ч-. -л ОЛ • чпа nrpv rQQnn/SnqouKTY тпггпып 9 п пет nr*pv wunvnv 'rnrrnun Ч 1 П-пп
рОДЛч .’U- ~} ЛА»*/» ^vC.L

изменении качества топлива, состояния и нагрузки трубчатой печи эта величи-
на может отклоняться в ту или иную сторону, поэтому при оптимизации про-
цесса горения приходится обращаться к косвенному показателю процесса горе-
ния — к.п.д. Поскольку оптимальный процесс горения обеспечивает максималь-
ный к.п.д. топки и трубчатой печи, то за оптимизируемый критерий можно при-
нять к.п.д. топкн и трубчатой печн [166, 170, 190]. В работах [55, 169, 170,
173] исследуется оптимизация процесса горения в трубчатых печах по к.п.д.
топкн и трубчатой печи.

В разделе 7.3 для различных случаев рассмотрены задачи синтеза много-
связных систем, обеспечивающих оптимизацию процесса горения в трубчатых
печах по выбранным критериям. В синтезированных системах нагрузка трубча-
той печи Вс регулируется внешней системой—автоматической системой стаби-
лизации. Для системы оптимизации процесса горения температура сырья на вы-
ходе /®ых является заданием. В случае изменения нагрузки и /|ых изменяется
подача топлива и воздуха, качество горения снижается. При этом система оп-
тимизации процесса горения должна внести поправки в расход топлива и воз-
духа так, чтобы обеспечить минимум расхода топлива пли максимум к.п.д. топки
и трубчатой печи при выполнении ограничений Вс = const, НЬ1Х = const.

Обеспечение процесса горения с предельно малыми избытками воздуха
является одним из наиболее актуальных вопросов. Это вызвано экономически-
ми соображениями, так как сжигание топлива при предельно малых избытках
воздуха снижает расход топлива и потери с уходящими топочными газами,
сокращает межремонтные периоды и работы по очистке поверхностей нагрева,
а также уменьшает вредные выбросы в атмосферу.

Первые опыты по сжиганию топлива при коэффициентах избытка воздуха,
близких к стехиометрическим, были проведены М. Б. Равичем [112]. Он пока-
зал, что мазут можно сжигать при малых избытках воздуха без значительного
недожога.

Согласно работе [28], шкалу коэффициента избытка воздуха условно можно
разбить на следующие области (первые две области относятся к стехиометри-

ческому горению):
а

Предельно низкие......................1. ОС—1», 02

Низкие или малые......................1.62 — 1,05

Сниженные.............................1,05—1,15

Нормативные............................... 1,15

Высокие................................... 1,15

При разработке системы управления процессом горения с предельно ма-
лыми избытками воздуха основной задачей является измерение и точное под-
держание значения коэффициента избытка воздуха, близкого к стехиометри-
ческому, что не всегда является технически реализуемой задачей.

В разделе 7.4 рассматривается способ автоматического управления процес-
сом горения в 'Сложных тепловых объектах с предельно малыми избытками
воздуха, обеспечивающий стехиометрические условия сжигания топлива без
измерения коэффициента избытка воздуха [203].

К синтезу систем управления экономичностью процесса горения трубчатых
печей должны предъявляться высокие требования, поскольку тепловой режим
трубчатых печей сказывается на работе технологической установки и в конеч-
ном счете влияет на качество и количество целевого продукта. Внедрение си-
стем управления процессом горения в трубчатых печах, как правило, повышает
эффективность всей установки в целом [49, 170, 474].
6.2. ОСНОВНЫЕ ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА КОЭФФИЦИЕНТ

ИЗБЫТКА ВОЗДУХА В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ

Коэффициент избытка воздуха является одним из основных
факторов, влияющих на температуру горения и, следовательно, на
процесс теплоотдачи. В трубчатых печах этот коэффициент не яв-
ляется постоянной величиной. Он зависит от многих факторов,
основными из которых являются следующие [152, 170]1:

1) тип и конструкция форсунок и горелок;

2) давление в печах;

3) форма печей;

4) атмосферное давление воздуха;

5) направление ветра;

6) температура окружающей среды;

7) наличие отверстий в трубчатых печах (камерах);

8) давление топлива;

9) вид, характеристика, состав и свойства топлива.

По способу подачи энергии для распыливания жидкого топли-
ва различают форсунки с механическим распыливанием под дав-
лением и форсунки с паровым или воздушным распыливанием.

Наиболее часто применяются газовые горелки двух основных
типов: инжекционные, в которых газ смешивается с воздухом в
смесительной камере перед входом в камеру сгорания, и горелки,
где газ смешивается с воздухом в самой камере сгорания.

В последнее время начали применяться комбинированные ко-
роткопламенные горелки с распыливанием и испарением для жид-
кого и газообразного топлива.

В зависимости от типа и конструкции форсунок и горелок по-
требны различные количества воздуха для ведения процесса го-
рения.

Давление в трубчатых печах не регулируется, иногда даже не
измеряется. Однако изменение этого давления влияет на коэф-
фициент избытка воздуха.

Разрежение в трубчатых печах, обусловливающее подсос воз-
духа, может создаваться вследствие большого гидравлического
напора в самой трубчатой печи или сильной тяги, создаваемой
дымовой трубой. Для устранения этого явления необходимо
уменьшать тягу и регулировать разрежение в трубчатой печи с
помощью шибера, установленного в дымовой трубе.

Как показано в работах [14, 15], в зависимости от располо-
жения камеры, форсунки (горелки) и дымовой трубы, давление
в трубчатых печах изменяется и влияет на коэффициент избытка
воздуха.

На тепловой режим работы трубчатых печей влияет не только
колебание давления топлива, но и колебание давления воздуха,
подаваемого в форсунки (горелки), поскольку оно ведет к изме-
нению коэффициента избытка воздуха. С увеличением давления
воздуха увеличивается и коэффициент избытка воздуха, и наобо-
рот.
Как правило, во всех трубчатых печах у каждой форсунки
(горелки) и в стенках имеется отверстие для зажигания топлива
и наблюдения за процессами горения. В зависимости от давления
в трубчатых печах, температуры и направления ветра через эти
отверстия всасывается холодный воздух, который охлаждает топ-
ку. Смешиваясь с топочными газами, он понижает их температу-
ру и, следовательно, увеличивает коэффициент избытка воздуха.

При колебании давления топлива изменяются условия горения.
Увеличение давления топлива обусловливает недостаток воздуха,
а при уменьшении давления топлива избыток воздуха увеличи-
вается.

Коэффициент избытка воздуха изменяется в зависимости от
вида топлива (газообразное или жидкое), его характеристик
(температура, вязкость, содержание пыли, смолы, влаги, нафта-
лина, серы, смолообразующих веществ и др.), состава и свойств
(высшая и низшая теплотворная способность, плотность, относи-
тельная плотность, скорость горения газовоздушной смеси и др.).
Например, в исправно работающих трубчатых печах на газооб-
разном топливе, в зависимости от указанных факторов, коэффи-
циент избытка воздуха изменяется в пределах от 1,05 до 1,3, а на
жидком топливе — от 1,2 до 1,6.

6.3. АНАЛОГОВЫЕ ПНЕВМАТИЧЕСКИЕ УСТРОЙСТВА
ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОГО ИЗМЕРЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА
ИЗБЫТКА ВОЗДУХА

Аналитический метод определения коэффициента избытка воз-
духа основан на подсчете этой величины по данным полного ана-
лиза топочных газов [170].

В случае полного сгорания топлива, т. е. при идеальном про-
текании процесса горения, справедливо

О» СО2

21 + (СО2)маКс - 1 (6’1}

где О2, СО2 — соответственно концентрация кислорода и углекис-
лого газа в сухих топочных газах, % (об.); (СО2)макс — МаКСИ-
мальная теоретически достижимая концентрация СО2 для задан-
ного топлива.

При известном СО2 коэффициент избытка воздуха может быть
представлен в следующем виде:

а =

(СОз)макс
со2

(6-2)

Обычно для газообразного топлива величина (СО2)Макс ко-
леблется в пределах 13,08—13,7%, а для жидкого топлива 15,5—
15,6%.
Из выражения (6-1) и (6-2) находим

а~ 21—О2 (6'3)

Отсюда видно, что при принятом выше допущении, коэффициент
избытка воздуха, который нельзя измерить непосредственно, мо-
жет быть определен по содержанию кислорода в топочных газах
практически независимо от состава топлива.

В работе [26] приведена эмпирическая формула для прибли-
женного определения теоретического количества воздуха, потреб-
ного при сжигании газообразного топлива. После несложного
преобразования эта формула может быть использована для опре-
деления коэффициента избытка воздуха:

1000

1,09QP-r + 250

(6-4)

где Ьф — фактический расход воздуха, м3/м3 при нормальных ус-
ловиях; QpHr—низшая теплотворная способность газообразных
топлив, кДж/м3.

При сжигании газообразного топлива коэффициент избытка
воздуха может быть определен по графикам, построенным на ос-
новании формулы (6-4).

Зависимости (6-3) и (6-4) могут быть реализованы на элемен-
тах УСЭППА. Ниже приведены диапазоны изменения параметров
вычислительных устройств для определения а (ВУа) при изме-
нении пневматического сигнала от 0,02 до 0,1 МПа:

Содержание О2 в уходящих
топочных газах, %

Фактический расход воздуха,
при нормальных условиях £ф,
м3/м3......................

Низшая теплотворная способ-
ность газообразного топлива
при нормальных условиях,

....................

Коэффициент избытка возду-
ха, а ......................

ВУа ВУа-ГТ

0—10 —

— 9,45—14,7

— 7000—1100 ккал/м3

(29,33—46,09 МДж/м3)

1—1,909 0,77—1,87

Принципиальные схемы аналоговых пневматических устройств,
реализующих машинные уравнения

0,524 (ро2 — 0,2)

Ра= 1 — 0,6 (ро2 — 0,2) (6‘5)

0,328рдф — 0,135рог -4- 0,239

Ра = 0,375р0г +0,467 С6’6)

приведены соответственно на рис. 6-1 и 6-2.
ВУа (см. рис. 6-1) работает следующим образом. Пневмати-
ческии сигнал Ро%, пропорциональный значению содержания кис-*

_ - , . - -г rrr’ т ТТ ег-от-г г> ТУТГТ TV Г <5 О О V Т» ’ГГОПТ TJ 1 П 'Д О Т>Д П Т Т Т О Ч Т . О

порода Ь } АЩЛЩИА lUHUIHUlA XUJUA, HUV 1 J ИСК x x 1. ; _ * " - w

--7. Г.Л ПГЛТ.ОППП О ТТТТЬЛТХ О ППГ'Г. OUTUCin ( Пъ --П 9^ ппгтипарт Т-Т Я

CAtlillU-V! Д v‘p»q^''iiipwi>aixiiL»«ri o^awxj vxuuuvi

вход элемента сравнения.

1 12

Рис. 6-1. Принципиальная схема аналогового пневматического функционального
преобразователя коэффициента избытка воздуха при сжигании любого зида
топлива ВУа:

1, 15 — повторители со сдвигом; 2, 6, 13, 16 — постоянные дроссели; 3, 10 — дроссельные
делители: 4, 17, 18 — усилители мощности; 5, 12 — задатчики малой мощности; 7 — трех-
мембранный элемент сравнения; 8 — пятимембраиный элемент сравнения; 9, 14 — перемен-
ные дроссели; И — множительно-делительное устройство (МДУ),

Реализация числителя алгоритма (6-5) осуществляется на де-
лителе 10; полученный здесь сигнал поступает на вход множитель-
но-делительного устройства (МДУ). Сигнал, равный значению
знаменателя, формируется с помощью элементов 3—6 и 8.

Окончательная реализация алгоритма (6-5) осуществляется с
помощью задатчика 12 малой мощности усилителя мощности 18,
МДУ 11 и повторителя со сдвигом 15. Усилитель мощности 17
усиливает по мощности выходной сигнал ра пневматического вы-
числительного устройства. Выходной сигнал ра пропорционален
значению коэффициента избытка воздуха а.

Непрерывное автоматическое определение коэффициента из-
бытка воздуха при сжигании газообразных топлив производится
следующим образом (см. рис. 6-2). Текущие значения QP-r и со-
ответствующие им пневмосигналы pQr формируются с помощью
датчика плотности газа 2 и аналогового функционального преоб-
разователя низшей теплотворной способности 3 (см. раздел 5.5).
Фактический расход воздуха измеряется с помощью сужающего
устройства 4, установленного на воздухопроводе, и дифманомет-
pa 5. Реле соотношения 6 позволяет учитывать количество возду-
ха, всасываемого из окружающей среды. Это количество должно
быть пропорциональным количеству воздуха, принудительно по-
даваемого в топку.

Пневматические сигналы pL<[, и р$г подаются соответственно на
элементы сравнения 7—9. На выходах дроссельных делителей

Рис. 6-2. Принципиальная схема аналогового пневматического функционального
преобразователя коэффициента избытка воздуха при сжигании газообразного
топлива ВУа-ГТ:

/ — пробоотборное устройство; 2 — датчик плотности газа; 3 — аналоговый функциональный
преобразователь низшей теплотворной способности (ВУ(?Р*Г ); 4 — сужающее устройство;
5 — дифманометр; 6 — реле соотношения; 7 — 9 — трехмембранные элементы сравнения;
10, 11 — задатчики малой мощности; 12 — 14 — дроссельные делители; 15, /6 — постоянные
дроссели; 17, 18 — пятимембранные элементы сравнения; 19 — задатчик большой мощности;
20 — МДУ; 21, 22 — регулируемые дроссели; 23 — усилитель мощности.

12—14 формируются соответственно сигналы 0,328рЬф, 0,135pGr
и 0,375рег. Постоянные коэффициенты 0,239 и 0,467 устанавлива-
ются соответственно задатчиками 11 и 10 малой мощности. На
выходе пятимембранного элемента сравнения 17 формируется сиг-
нал, пропорциональный числителю машинного уравнения (6-6),
а на выходе пятимембранного элемента сравнения 18— сигнал,
пропорциональный знаменателю машинного уравнения (6-6). Де-
ление выходного сигнала элемента 17 на выходной сигнал эле-
мента 18, т. е. окончательная реализация уравнения (6-6), осу-
ществляется с помощью следующих элементов: задатчика боль-
шой мощности 19, МДУ 20 и регулируемых дросселей 21, 22 Вы-
ходной сигнал устройства ВУа-ГТ усиливается по мощности на
усилителе 23.

Деление выходного сигнала элемента 17 на выходной сигнал
элемента 18 может быть выполнено также с помощью стандарт-
ного функционального блока ПФ-1.18.

Входной и выходной сигналы устройств ВУа и ВУа-ГТ явля-
ются унифицированными, поэтому они могут быть использованы
в автоматических системах контроля и управления, реализованных
на приборах, входящих в пневматическую ветвь ГСП.

ВУа был испытан на Бакинском нефтеперерабатывающем за-
воде им. XXII съезда КПСС, где использовался в качестве дат-
чика при исследовании трубчатой печи и системы управления и в
качестве корректирующего устройства соотношения в разработан-
ных системах управления экономичностью процесса горения. При
этом содержание кислорода в борове печи измерялось с помощью
магнитного кислородомера МН-5106, работающего в комплекте с
электронным мостом, снабженным пневмопреобразователем. Ис-
пытания подтвердили работоспособность ВУа.

Погрешность устройства в основном определяется погрешно-
стью датчиков и пневмоэлементов, на базе которых реализован
расчетный алгоритм устройства.

6.4. ЭКОНОМИЯ ТОПЛИВА В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ

Экономичность сжигания топлива в трубчатых печах зависит от
величин двух основных потерь тепла, возникающих вследствие
отвода тепла уходящими топочными газами и вследствие химиче-
ского недожога. Потеря тепла с уходящими топочными газами за-
висит от их температуры, коэффициентов избытка воздуха и под-
сосов холодного воздуха по газовому тракту. Основной причиной
химического недожога топлива является недостаточное количество
воздуха, подаваемого в горелки и форсунки. Для полного горения
и совершенного пламени необходимо обеспечить достаточное ко-
личество воздуха, достаточный объем топочного пространства, а
также хорошее смешение топлива с воздухом. Наиболее эконо-
мичный процесс горения в трубчатых печах соответствует следую-
щим значениям коэффициента избытка воздуха: для газообраз-
ного топлива—1,05—1,1, для жидкого топлива—1,2—1,3. Такой
избыток воздуха называется оптимальным. Как известно, боль-
шую часть эксплуатационных расходов по печам составляют рас-
ходы на топливо, поэтому сжигание топлива при оптимальном из-
бытке воздуха позволяет значительно повысить к. п. д. печи, яв-
ляющийся основной характеристикой экономичности работы труб-
чатых печей. Ниже приведены значения к. п. д. трубчатой печи
(т]) для ряда значений коэффициента избытка воздуха, отнесен-
ные к теоретическому к. п. д. (г)т) при нулевом избытке возду-
ха [208]:

Избыток воздуха, % 0 10 20 30 40 50 75 100 150
Т]/Пт 1 0,956 0,935 0,915 0,900 0,890 0,850 0,815 0,755

По приведенным данным можно определить экономию, получен-
ную при снижении избытка воздуха.

Другим способом повышения к. п. д. трубчатой печи и сниже-
ния расхода топлива является предварительный подогрев возду-
ха, подаваемого для горения. Применение нагретого воздуха име-
ет ряд существенных выгод:

при подаче в топку нагретого воздуха повышается температу-
ра горения, что обусловливает более быстрое и совершенное сго-
рание топлива;

вследствие значительного ускорения реакции горения, сжига-
ние топлива можно вести при небольшом избытке воздуха, что в
значительной степени снижает процент расхода топлива;

подогрев воздуха приводит к повышению температуры топки,
вследствие чего появляется возможность работать при небольшом

Рис. 6-3. Экономия жидкого топлива при предварительном подогреве воздуха.

Рис. 6-4. Экономия газа при предварительном подогреве воздуха:
/у>г — температура уходящих топочных газов; t в03д— температура воздуха.

избытке воздуха, что выгодно еще и потому, что процесс горения
протекает за небольшой промежуток времени.

С помощью графиков, приведенных на рис. 6-3 и 6-4, можно
определить экономию в расходе топлива, достигнутую при дан-
ных температурах воздуха /в03д и его избытке и температуре ухо-
дящих газов /у.г, при работе с подогревом воздуха и без него.
Следует отметить и другие пути экономии топлива в трубчатых
печах.

Уменьшение расхода топлива в печах может быть достигнуто
и за счет регенерации тепла в теплообменных аппаратах предва-
рительного подогрева сырья отходящими с установки горячими
потоками нефтепродуктов.

Всг % ВС) %

a S

Рис. 6-5. Зависимость .расхода топлива в трубчатой печи от качества ее эксплуа-
тации:
а—при неправильной эксплуатации; б — при правильной эксплуатации.

Поддержание равномерного давления топлива и воздуха весь-
ма важно для экономичного использования топлива в трубчатых
печах.

Измерение давления в трубчатой печи и правильная его ре-
гулировка способствуют уменьшению избытка воздуха и, следо-
вательно, увеличению степени использования тепла.

Чем продолжительнее непрерывная эксплуатация печи, тем
меньше удельный расход топлива, так как во время перерывов по-
тери на охлаждение печи уменьшаются. Хорошая теплоизоляция
обеспечивает значительную экономию тепла, а следовательно, и
топлива.

Желательно устранять излучения из печи через окна и раз-
личные отверстия, так как они приводят к повышению расхода
топлива.

Для нормального протекания процесса горения очень большое
значение имеет правильный выбор горелки и форсунки. Горелка
и форсунка должны соответствовать условиям их применения.
Тип горелки и форсунки и их установка должны рассматриваться
совместно, поскольку неправильно установленные хорошие го-
релка и форсунка будут плохо работать.

Соблюдение правил эксплуатации трубчатой печи обуславли-
вает экономию топлива. На рис. 6-5 приведены результаты про-
мышленного исследования трубчатой печи при правильной и не-
правильной эксплуатации. На координатах в процентах от мак-
симальной шкалы прибора показаны расход топлива Вт и расход
сырья Вс. Как видно из рис. 6-5, б, при правильной эксплуатации
трубчатой печи наблюдается четкая зависимость расхода топлива
от нагрузки.

Наконец, следует отметить, что измерение, регулирование и
автоматизация являются решающими факторами экономичного
использования топлива.

Автоматизация процесса горения в трубчатых печах позволя-
ет довести экономию по топливу до 15%, по водяному пару до
8% [49, 170].

6.5. СИНТЕЗ СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ ЭКОНОМИЧНОСТЬЮ

ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ

При управлении тепловым режимом трубчатых печей важней-
шей задачей является обеспечение подачи в топку определенного
количества воздуха, необходимого для наиболее эффективного сго-
рания топлива. Обычно эта задача решается регулированием со-
отношения расходов топлива и воздуха. Однако постоянное со-
отношение расходов топлива и воздуха не гарантирует обеспече-
ния оптимального коэффициента избытка воздуха а даже при по-
стоянстве расхода топлива. Основными причинами этого являют-
ся, с одной стороны, изменение состава и качественных парамет-
ров топлива, с другой стороны, непостоянство подсоса воздуха и
отклонение температуры, влажности и других параметров возду-
ха от значений, принятых при расчете.

Обычно в трубчатые печи воздух подается естественным пу-
тем, т. е. всасывается из окружающей среды через отверстия, име-
ющиеся в трубчатых печах. В последнее время для обеспечения
процесса горения в трубчатых печах воздух начали подавать при-
нудительно. В дальнейшем воздух, всасываемый из окружающей
среды, будем называть первичным, а воздух, подаваемый прину-
дительно, — вторичным.

До последнего времени не было приборов, удовлетворительно
измеряющих избыток воздуха в топке, поэтому возникла необхо-
димость в поиске косвенных путей управления количеством воз-
духа. Теперь (с разработкой анализаторов) количество воздуха
можно регулировать непосредственно по показателям качества
топочного процесса.

Для обеспечения нормального действия форсунки жидкое топ-
ливо должно быть хорошо и равномерно распылено по всему се-
чению выходящего из форсунки потока. Недостаточная подача
пара в форсунку с паровым распыливанием приводит к возникно-
вению искр и длинного коптящего пламени даже при большом из-
бытке воздуха. Чрезмерное увеличение количества пара может
привести к сдуванию пламени. Отсюда видно — насколько необ-
ходимо поддерживать постоянное соотношение между расхода-
ми топлива и пара.

У трубчатых печей, которые одновременно отапливаются жид-
ким и газообразным топливом, автоматическое управление мо-
жет быть применено только на газовых форсунках, форсунки же
жидкого топлива вручную настриваются на постоянное количест-
во топлива.

Автоматическое управление экономичностью процесса горения
может быть выполнено на базе различных АСР и АСУ. Рассмот-
рим принципы построения АСР и АСУ, по которым можно управ-
лять экономичность процесса горения в трубчатых печах, рабо-
тающих как на жидком, так и на газообразном топливе [170].
В предложенных АСР и АСУ температура сырья на выходе регу-
лируется по каскадной АСР (рис. 6-6 и 6-7).

При работе на газообразном топливе. На рис. 6-7, а, б, з пред-
ставлены АСР и АСУ, обеспечивающие экономичность процесса
горения только за счет первичного воздуха.

В АСР, показанной на рис. 6-6, а регулятор разрежения (—р),
получая задание от регулятора температуры Тс, управляет коли-
чеством уходящих топочных газов, т. е. регулирует разрежение в-
трубчатой печи. Здесь регулятор разрежения как бы поддержива-
ет соотношение между расходом топлива и разрежением в труб-
чатой печи.

Если качественные параметры топлива непостоянны, то
схема может быть дополнена коррекцией от анализатора ВУа.
АСР, показанная на рис. 6-6, б, аналогична предыдущей, только
здесь вместо регулятора разрежения используется анализатор
ВУа. Как видно, в этом случае управление экономичностью про-
цесса горения осуществляется непосредственно по качеству то-
почного процесса.

Задачей системы оптимизации, показанной на рис. 6-6, з, яв-
ляется отыскание оптимального значения разрежения, при кото-
ром достигается максимальная температура топочных газов над
перевальной стенкой трубчатой печи. Поиск оптимального значе-
ния разрежения осуществляется экстремальным регулятором.
Здесь следует отметить, что максимальной температуре топочных
газов над перевальной стенкой соответствует максимальная тем-
пература факела.

В тех случаях, когда изменение разрежения ограничено, поиск
экстремума целесообразно осуществлять по топливу.

Если процесс горения обеспечивается за счет вторичного воз-
духа, то управление экономичностью процесса горения может
быть осуществлено по различным схемам АСР и АСУ (см.
рис. 6-6, в—м), в которых необходима стабилизация первичного
воздуха. В большинстве предложенных систем (см. рис. 6-6, г—jw)
первичный воздух стабилизируется путем стабилизации разреже-
ния в трубчатой печи.

Принцип управления экономичностью процесса горения с по-
мощью системы, показанной на рис. 6-6, б, в, основан на непо-
средственном определении коэффициента избытка воздуха по дан-
ным газового анализа уходящих топочных газов. Здесь анализа-
тор управляет количеством вторичного воздуха.
Рис. 6-6. Принципиальные системы управления экономичностью процесса горе-
а — м — варианты систем.
АСР, показанные на рис. 6-6, г—ж могут быть применены в
трубчатых печах, где нагрузка не является постоянной величиной.

На рис. 6-6,г регулятор соотношения (Gj/G2) j поддерживает со-
отношение между нагрузкой и расходом топлива. Импульс от ре-
гулятопа температуры Тс является корректирующим. Регулятор
соотношения (GJGzjz получает два импульса (по расходу топлива
и по расходу воздуха) и поддерживает постоянным соотношение
между этими расходами. Величина К является коэффициентом
соотношения.

На схеме, приведенной на рис. 6-6, д, регулятор (Gi/G2) i под-
держивает соотношение между нагрузкой и расходом топлива, а
регулятор (G1/G2)2 — между нагрузкой и расходом воздуха. Здесь
запаздывание значительно меньше, чем в предыдущей системе.
Это объясняется тем, что импульс нагрузки одновременно посту-
пает к обоим регуляторам соотношения. В предыдущей системе
импульс от количества топлива поступает на регулятор соотно-
шения (Gi/G2)2 после изменения количества топлива под воздей-
ствием регулятора (G|/G2)b т. е. регулятор (Gi/G2)2 намного от-
стает от регулятора (Gi/G2)i.

На схеме, показанной на рис. 6-6, е, поддерживается соотно-
шение между нагрузкой и расходом воздуха. Коэффициент соот-
ношения корректируется импульсом от регулятора температуры
Тс, который воздействует на расход топлива.

ния IB трубчатых печах при .работе на газообразном топливе:
На схеме, приведенной на рис. 6-6, ж расход воздуха поддер-
живается постоянным с коррекцией от регулятора температуры
Тс. Если нагрузка и входная температура сырья непостоянны, то
для улучшения качества управления, система должна быть допол-
нена коррекцией от этих параметров.

Как показано в работе [157], при поддержании соотношения
нагрузка — воздух нет необходимости в контроле коэффициента
избытка воздуха.

Система оптимизации, представленная на рис. 6-6, и анало-
гична вышеописанной системе оптимизации, показанной на
рис. 6-6, з. Здесь максимальная температура топочных газов над
перевальной стенкой обеспечивается путем поиска экстремаль-
ным регулятором оптимального расхода вторичного воздуха.

На рис. 6-6, к показана каскадная АСР экономичности про-
цесса горения в трубчатых печах при постоянной нагрузке. Здесь
регулятор соотношения поддерживает постоянное соотношение
между расходами топлива и воздуха. Если качественные пара-
метры топлива существенно изменяются, то система может быть
дополнена коррекцией по содержанию О2 или СО2 и СО в уходя-
щих топочных газах.

Одним из основных возмущающих воздействий со стороны топ-
лива на тепловой режим трубчатых печей является изменение его
давления [156]. Влияние давления топлива может быть стабили-
зировано применением регулятора давления. Один из вариантов
АСР, построенной по вышеизложенным принципам, показан на
рис. 6-6, л. Здесь регулируется не расход топлива, а его давле-
ние, так как при прочих равных условиях расход топлива зави-
сит от его давления. Задание регулятора давления изменяется по
импульсу от регулятора Тс. Эта АСР может быть упрощена, если
вместо обычного регулирующего клапана установить беспружин-
ный клапан, который представляет собой астатический регулятор
давления (рис. 6-6, м).

В этих АСР (рис. 6-6, л, м) расход воздуха регулируется ана-
логично предыдущей АСР.

При работе на жидком топливе. Управление экономичностью
процесса горения в трубчатых печах, работающих на жидком
топливе значительно сложнее, чем в трубчатых печах, работаю-
щих на газообразном топливе, поскольку вязкость жидкого топ-
лива сильно зависит от температуры. Поэтому температуру топ-
лива необходимо поддерживать постоянной.

Давление в циркуляционной системе топлива следует поддер-
живать равным 0,6—1,1 МПа, для форсунок с паровым распыле-
нием топлива и 1,1—2,1 МПа для форсунок с механическим рас-
пылением [208].

Количество топлива, проходящего через циркуляционную си-
стему, принимается равным трех-четырехкратному количеству
топлива, используемого в системе.
На рис. 6-7 представлены АСР и АСУ экономичности процесса
горения в трубчатых печах, работающих на жидком топливе.

На рис. 6-7. п регулируется не расход топлива, а его давление.
Регулятор соотношения поддерживает постоянное соотношение
между расходатии топлива Go и пара G;. При этом коэффициент
соотношения Gi/G2 поддерживается равным х = 0,4—0,6 кг/кг.
При непостоянстве качественных параметров топлива и для улуч-
шения топочного процесса х может управляться по импульсу от
анализатора ВУа.

В системе, представленной на рис. 6-7, б, регулятор темпера-
туры 7С управляет регулятором давления топлива pi, установлен-
ным на трубопроводе, отводящем жидкое топливо от форсунки
трубчатой печи. Давление пара поддерживается регулятором дав-
ления Р2-

Изменение задания регулятору р2 зависит от давления топли-
ва. Для обеспечения постоянного соотношения расходов топлива
и распыляющего пара значение давления пара должно быть на
0,18—0,3 МПа выше величины давления топлива.

Сигнал от давления топлива одновременно управляет задани-
ем регулятора разрежения —р, при необходимости повышения ка-
чества его управления вводится корректирующее воздействие
анализатора ВУа.

В рассмотренных системах температура топлива считается по-
стоянной. Если температура топлива непостоянна, то экономич-
ность процесса горения может управляться по АСР, показанной
на рис. 6-7, в, г. В системе, показанной на рис. 6-7, в, экономич-
ность процесса горения управляется при постоянстве давления
топлива и пара. В схему регулирования давления топлива р\
введено корректирующее воздействие от температуры топлива, а
в схему регулирования давления пара р2— от регулятора р\.
Расход топлива получает импульс от регулятора Тс, а регулятор
соотношения поддерживает постоянное соотношение между рас-
ходами топлива и пара.

Система, показанная на рис. 6-7,г, в основном отличается от
вышеуказанной системы (рис. 6-7, в) тем, что здесь регулируется
не расход, а давление топлива и коэффициент соотношения х
регулируется по импульсу от анализатора ВУа, что позволяет
улучшить качество управления.

В системе, представленной на рис. 6-7, д регулятор расхода
топлива, управляемый по импульсу от регулятора Тс, косвен-
но действует как регулятор давления: увеличивая или уменьшая
количество топлива, он изменяет величину потери давления на
форсунках. Расход пара регулируется регулятором, который
сравнивает количество пара с количеством сожженного топлива.
Количество топлива определяется элементом сравнения, вычис-
ляющим разность количеств топлива до и после форсунок труб-
чатой печи. Эта система позволяет поддерживать количество пара
в точном соотношении к количеству топлива, что необходимо,
Рис. 6-7. Принципиальные системы управления экономичностью процесса горе-
ния в трубчатых печах при их работе на жидком топливе:

а — з — варианты систем.
когда длина и светимость пламени оказывают существенное влия-
ние на распределение тепла в трубчатой печи. Эта система обес-
печивает также сжигание топлива при минимальном избытке воз-
духа. Разрежение регулируется так же, как в системе, показанной
на рис. 6-7, б.

Задачей системы оптимизации, показанной на рис. 6-7, е, яв-
ляется отыскание оптимального значения коэффициента соотно-
шения х, при котором достигается максимальная температура то-
почных газов над перевальной стенкой трубчатой печи. Поиск
оптимального значения осуществляется экстремальным регулято-
ром. Регулятор температуры Тс изменяет задание регулятору
расхода топлива.

Для управления процессом горения по коэффициенту избытка-
воздуха может быть введено динамическое воздействие от ана-
лизатора ВУа на регулятор соотношения.

Рассмотренные выше АСР и АСУ процесса горения обеспечи-
ваются за счет первичного воздуха. Если же процесс горения
обеспечивается за счет вторичного воздуха, то экономичность про-
цесса горения может быть обеспечена по АСР, представленной
на рис. 6-7, ж, з.

АСР, представленная на рис. 6-7, ж, аналогична АСР, показан-
ной на рис. 6-7, б, а представленная на рис. 6-7, з аналогична той,
которая показана на рис. 6-7, д. Здесь, однако, имеется дополни-
тельный контур для регулирования соотношения расходов топ-
лива и вторичного воздуха. С целью улучшения качества управ-
ления в регулятор соотношения может быть дополнительно вве-
дена коррекция от анализатора ВУа.

Как было указано, если процесс горения обеспечивается за
счет вторичного воздуха, то количество первичного воздуха долж-
но быть стабилизировано. Для этого необходима стабилизация
разрежения в трубчатой печи.

6.6. ПРОМЫШЛЕННЫЕ МНОГОСВЯЗНЫЕ СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ
ЭКОНОМИЧНОСТЬЮ ПРОЦЕССА ГОРЕНИЯ

В ТРУБЧАТЫХ ПЕЧАХ

Системы управления при жидком топливе. Существующие в
настоящее время системы управления процессом горения в труб-
чатых печах выполнены на уровне стабилизации отдельных па-
раметров, причем процесс горения регулируется лишь в трубча-
тых печах, работающих на газообразном топливе.

Стабилизация параметров не обеспечивает показателей тепло-
вого режима, удовлетворяющих технологическому регламенту,
поэтому оператору приходится вмешиваться в процесс.

На рис. 6-8 и 6-11 представлены принципиальные схемы про-
мышленных многосвязных АСР процесса горения в трубчатых пе-
чах, работающих на жидком топливе. Эти системы являются мно-
госвязными и позволяют управлять комплексом параметров теп-
лового и технологического режимов трубчатых печей.
Система, представленная на рис. 6-8, состоит из следующих
контуров регулирования: температуры сырья на выходе из труб-
чатой печи (поз 1 и 2); соотношения расходов пара и мазута
(диафрагмы 11 и 23); разность давлений! мазута и пара с кор-
рекцией по температуре мазута, характеризующей его вязкость
(поз. 12, 14 и 24).

Одновременно с каскадной АСР температуры сырья на выходе
из трубчатой печи действует система регулирования расхода па-
ра, подаваемого к форсункам для распыления жидкого топлива
(мазута). Расход пара регулируется следящей системой, которая,
«подслеживая» изменение расхода мазута (рис. 6-9, а), изменяет

Рис. 6-8. Принципиальная схема промышленной системы управления экономич-
ностью процесса горения в трубчатых печах, работающих на жидком топливе,
расход которого является переменной величиной:

/, 2, 14 — термопары; 3, 7, 15 — датчики температуры; 4, в — регуляторы температуры с
вторичными приборами; 5, 19 — суммирующие блоки; 8, 16 — блоки соотношения; 9, 20 —
дифманометры; 10, 13, 22, 25 — регулирующие клапаны; 11, 23 — диафрагмы; 12, 24 — отбо-
ры давления; 17, 27 — регуляторы давления со вторичными приборами; 18, 25 —датчики
.давления; 21 — регулятор расхода со вторичным прибором.

расход пара (рис. 6-9, б) так, чтобы строго, сохранялось задан-
ное соотношение между расходами мазута и пара. Расход мазута
измеряется с помощью специальной диафрагмы 11 с двойным
скосом (см. рис. 6-8) [170].

Исследование работы ряда трубчатых печей показало, что
независимо от способа подачи топлива (одним или двумя пото-
ками) изменение давления топлива является существенным воз-
мущением.

Следящая система регулирования давления в паропроводе в
соответствии с давлением в мазутопроводс- по-сущсству сни?\1аст
это возмущение. Поэтомм контмр регулирования давления (поз.
12, 24) улучшает условия работы контура регулирования расхода

Рис. 6-9. Графики изменения автоматически регулируемых расходов топли-
ва (а) и пара (б) в печь.

(поз. 11, 23). Максимальное отклонение расходов топлива и пара
в переходных режимах значительно уменьшается при включении
схемы регулирования давления.

Для лучшего распыливания мазута и обеспечения определен-
ного соотношения количеств мазута и распыливаемого пара осу-
ществляется автоматическое поддержание давления распылива-
ющего пара на 0,187—0,306 МПа выше, чем давление мазута
(поз. 12, 24).

Постоянная величина, определяющая разность между давле-
нием мазута и пара устанавливается на суммирующем блоке
(поз. 19).
Для предотвращения засорения форсунок при увеличении вяз-
кости в контур регулирования давления мазута введена коррек-
ция по вязкости. Ввиду сложности измерения вязкости мазута
в системе измеряется его температура; термопара 14 установлена
на выходе из теплообменного аппарата, предназначенного для
предварительного подогрева мазута. Коэффициент, учитывающий
зависимость вязкости мазута от его температуры, устанавлива-
ется блоком соотношения (поз. 16).

Ри'С. 6-10. Номограмма изменения вязкости жидкого топлива з зависимости от
температуры:

ВУ — вязкость условная; М — мольная масса; 1 — винтовые и шестеренчатые насосы; 2 —
поршневые насосы; 3 — центробежные насосы средней производительности (КСМ, 5Н-5Х4
др.); 4 — ротационные форсунки; 5 — паровые форсунки и комбинированные (паромехани-
ческие н воздухомеханические); 6— воздушные компрессоры высокого н среднего давления
и вентиляторные форсунки низкого давления; 7 — центробежные форсунки типа ЦККБ, фор-
сунки с винтовым вкладышем и вихревые форсунки с отливом.

Температура подогрева мазута для снижения его вязкости, за-
висящая от его марки и типа форсунки, может быть определена
по номограмме, представленной на рис. 6-10. Поступающий в фор-
сунку мазут должен быть достаточно подогрет, так как холодный
(вязкий) мазут резко ухудшает процесс распыления, следствием
чего является неполное сгорание топлива с выделением сажи и
снижением температуры факела.

Рекомендуемые величины условной вязкости мазута (ГОСТ

•

’ВУ

Для форсунок механического или паромеханического рас-
пиливания ........................................3—3,5

Для низконапорных форсунок воздушного распыления 5

Для форсунок ротационных и форсунок парового распы-
ления............................................. 3

Разработанная и реализованная на стандартных приборах АСР процесса
горения в трубчатых печах, работающих на жидком топливе, была внедрена на
одной из действующих технологических установок Бакинского нефтеперераба-
тывающего завода им. XXII съезда КПСС.

Испытания системы регулирования в производственных условиях подтверж-
дают ее работоспособность [49, 170]. Отклонение температуры сырья на выхо-
де из трубчатой печи от заданного значения составляет приблизительно ±2,5 °C,
что намного меньше значения, установленного технологическим регламен-
том [170].

Экономический эффект от внедрения разработанной многосвязной АСР
(см. рис. 6-8) можно оценить по данным, полученным в результате промышлен-
ных испытаний системы на одной трубчатой печи атмосферной установки.

Усредненная суточная экономия топлива составляет 15 т, пара — 7,5 т, в
результате чего общая годовая экономия от внедрения разработанной АСР
только на одной трубчатой печи составляет около 77 тыс. руб. (Стоимость 1 т
мазута принималась равной 12 руб., а 1 т пара — 4 руб. 47 коп.) [49, 170].

Системы управления процессом горения в трубчатых печах,
показанные на рис. 6-11, отличаются от рассмотренной выше мно-
госвязной АСР тем, что в них количество топлива регулируется
при постоянном расходе (поз. 11); не введено корректирующее
воздействие по вязкости мазута в контур регулирования разно-
сти давлений мазута и пара.

Заданием регулятора расхода топлива (поз. 21) является вы-
ходной сигнал контура каскадной АСР при условии, что нагруз-
ка трубчатой печи поддерживается постоянной (рис. 6-11, а), или
выходной сигнал сумматора (см. рис. 6-11, б), когда нагрузка
трубчатой печи нестабилизирована. В сумматоре алгебраически
складываются выходные сигналы контуров каскадной АСР (поз.
1 и 2) и системы измерения расхода сырья (поз. 13).

В разработанных многосвязных АСР процесса горения в труб-
чатых печах, работающих на жидком топливе, каскадные систе-
мы выходной температуры сырья синтезировались в классе кас-
кадно-несвязанной и каскадно-связанной АСР (см. гл. III).

Системы управления по качественным показателям топочного
процесса. Как показывают промышленные испытания, при измене-
нии физических и химических свойств топлива и воздуха стабили-
зация соотношения расходов топливо — воздух (воздух подается
принудительно) или топливо — пар (трубчатая печь работает на
жидком топливе и воздух всасывается из окружающей среды) не
обеспечивает стабильности коэффициента избытка воздуха. Не-
LL S

Рис. 6-11. Принципиальные схемы промышленной системы управления экономичностью процесса горения и трубчатых
печах, работающих на жидком топливе, расход которого является постоянным:

а — заданием регулятора расхода топлива является выходной сигнал контура каскадной АСР; б — то же, выходной сигнал сумматора-
13 — диафрагма; 14— датчик давления; /5 — дифманометр; /6'— блок соотношения; 27 — отбор давления; остальные условные обозначе-
ния — см. рис. 6-8.
Рис. 6-12. Принципиальная схема промышленной системы управления экономич-
ностью процесса горения в трубчатых печах, работающих при переменном рас-
ходе топлива, по качественным показателям топочного процесса:

1, 2, /7 — термопары; 3, 6, 18 — датчики температуры; 4, 7 — регуляторы температуры с
вторичными приборами; 5, 21 — суммирующие блоки; 8 — пробоотборное устройство; 9, 29 —
дифманометры; 10, 19 —блоки соотношения; /1 — регулятор содержания О2; 12 — датчик
анализатора; 13, 28 — диафрагмы; 14, 26—отборы давления; 15, 25 —датчики давления;
16, 22, 23, 27 — регулирующие клапаны; 20, 24 — регуляторы давления.
Рис. 6-13. Принципиальные схемы промышленной системы управления экономичностью процесса горения в трубчатых
печах, работающих при постоянном расходе топлива, по качественным показателям топочного процесса:

а — без воздействия по расходу сырья; б —с поддержанием соотношения расходов топлива и сырья; 1, 2 — термопары; 3, 6 — датчики тем-
пературы; 4, 7 — регуляторы температуры; .5, 15, 29 — суммирующие блоки; 8 — пробоотборное устройство; 9 — датчик анализатора; 10 —
регулятор содержания О2; // — регулятор расхода; 12, 20, 27 — дифманометры; 13, 24, 26 — диафрагмы; 14, 18, 22 — регулирующие клапаны;
16, 25 — датчики давления; 17, 23 — отборы давления; 19, 28 — блоки соотношения; 21 — регулятор давления.
обходима коррекция этих соотношений. При этом, как было по-
казано выше, в качестве критерия для оценки экономичности про-
цесса горения может быть выбрано содержание кислорода в про-
дуктах сгорания [57, 170, 174, 182, 211].

Сжигание топлива при некотором избытке воздуха по сравне-
нию с теоретически необходимым приводит к тому, что в продук-
тах сгорания появляется кислород.

Теоретически между количеством свободного кислорода в
продуктах сгорания и коэффициентом избытка воздуха существу-
ет однозначная зависимость, которая и положена в основу рас-
сматриваемого способа управления экономичностью процесса го-
рения в трубчатых печах. Преимущество такого способа в том,
что учитывается не только воздух, поданный к форсункам, но и
неконтролируемый атмосферный воздух, проникший в рабочее
пространство через неплотности трубчатой печи.

На рис. 6-12 и 6-13 представлены разработанные промышлен-
ные системы управления экономичностью процесса горения в
трубчатых печах, работающих на жидком топливе, по качествен-
ным показателям топочного процесса; системы были внедрены на
атмосферной установке Бакинского нефтеперерабатывающего за-
вода им. XXII съезда КПСС [170, 174].

Система, показанная на рис. 6-12, состоит из контуров регу-
лирования, температуры сырья на выходе из трубчатой печи
(поз. 1, 2), соотношения топливо—пар с коррекцией по содер-
жанию кислорода в уходящих топочных газах (поз. 8, 13, 28),
разности давлений мазута и пара с коррекцией по температуре
мазута, характеризующей его вязкость (поз. 14, 17, 26).

Каждый указанный контур системы является функционально
самостоятельным, но вместе с тем все контуры органически свя-
заны между собой через сложный объект управления.

Рассмотренные здесь АСР экономичностью процесса горения
в трубчатых печах отличаются от систем, приведенных в разделе
6.6, тем, что здесь коэффициент соотношения между расходами
жидкого топлива и пара изменяется автоматически в зависимости
от содержания О2 в уходящих топочных газах (поз. 8 на рис. 6-12
и 6-13).

В разработанных системах основными управляемыми парамет-
рами являются температура сырья на выходе из трубчатой печи
и содержание кислорода в уходящих топочных газах.

При построении многосвязанных АСР с включением в контур
регулирования корректирующего импульса по качеству встает
вопрос о выборе малоинерционного, надежного и чувствительного
анализатора. В качестве газоанализатора в разработанных АСР
используется магнитный кислородомер типа МН-5106. Элементы,
входящие в комплект газоанализатора, подвергнуты переделке.
Вторичный прибор типа ЭМИ-120 градуирован в пределах 0—
21% и снабжен пневмопреобразователем.

Другим существенным вопросом является выбор места для
установки газоотборного устройства кислородомера. Точка отбо-
ра пробы выбирается так, чтобы содержание О2 в этом ме-
сте характеризовало среднее содержание кислорода во всей то-
почной камере. Кроме того, очень важно установить пробоотбор-
ное устройство так, чтобы не увеличить запаздывание анализа-
тора.

Оптимальным местом для установки пробоотборного устройст-
ва является радиантная камера. Однако, исходя из конструктив-
ных возможностей печи, газоотборное устройство установлено в
борове печи.

Коэффициент избытка воздуха в борове печи выше, чем у фор-
сунок, за счет подсоса воздуха по всему тракту уходящих топоч-
ных газов. Это учтено при наладке системы управления.

Испытания разработанных АСР в производственных условиях подтверж-
дают их работоспособность. Отклонение от заданного значения температуры
сырья на выходе из трубчатой печи составляла приблизительно ±2,5 °C, что
намного меньше значения, установленного технологическим регламентом [170].

После внедрения разработанных многосвязных АСР температура уходящих
топочных газов над перевальной стенкой значительно снизилась; при ручном
управлении она составила 800—900 °C, при автоматическом управлении 800—
820 °C [170].

При ручном управлении содержание кислорода О2 в борове трубчатой печи
изменялось в пределах от 8 до 18%, при автоматическом управлении от 8 до
11% [170].

Годовая экономия от внедрения разработанных многосвязных АСР только
за счет экономии топлива и пара составляет около 400 тыс. руб. на одну труб-
чатую печь [174].
ГЛАВА 7

ОПТИМИЗАЦИЯ РЕЖИМОВ РАБОТЫ
ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

7.1. ОПТИМИЗАЦИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ

В настоящее время в нефтепереработке и нефтехимии и химии, как и s
других отраслях промышленности, осуществляется переход от экстенсивных
форм производства к преимущественно интенсивным — увеличиваются мощности
и повышаются технико-экономические показатели технологических установок.

Эффективным методом повышения технико-экономических показателей уста-
новок является создание и внедрение систем оптимального управления.

Решение проблемы оптимальности позволяет довести до максимума эффек-
тивность использования производственных объектов, значительно увеличить про-
изводительность, повысить качество продукции и снизить ее себестоимость, обес-
печить экономию энергии и сырья и т. д. В различных отраслях промышленно-
сти рассмотрение проблем оптимальности приводит к задачам построения опти-
мальных систем, обеспечивающих различные показатели. Между этими различ-
ными на первый взгляд задачами имеется внутренняя связь, которая является
базой для построения единой теории оптимальных систем [148, 149].

Большой вклад в разработку и совершенствование теории и практики опти-
мальных систем внесли советские ученые и инженеры [10, 27, 73, 74, 76, 78, 88,
89, 107, 110, 127, 148, 197]. Ряд задач, связанных с оптимизацией конкретных
технологических процессов, рассмотрен в работах [2, 6, 8, 11, 13, 19, 24, 26,
55, 68, 69, 99, 1.35, 136, 160, 169, 170, 172, 173].

При выборе метода оптимального управления (принцип максимума Понт-
рягина, метод динамического программирования Беллмана, метод Винера —
Колмогорова, линейное и нелинейное программирование и др.) наряду с форму-
лировкой основных особенностей объекта управления необходимо также сформу-
лировать требования к системе оптимального управления. Для объектов нефте-
перерабатывающей, нефтехимической и химической промышленности эти требо-
вания могут быть представлены следующими тремя условиями.

Обеспечение заданной производительности. При непрерывном процессе про-
изводительность отдельных технологических аппаратов обычно является доста-
точно стабильной величиной, так как она зависит от производительности насо-
сов и других питателей, обеспечивающих движение технологических потоков от
аппарата к аппарату. Поэтому при оптимальном управлении следует соблюдать
необходимое условие обеспечения производительности не ниже заданной.

Обеспечение качественных показателей процессов. Если рассматривать
только затраты на выполнение технологической операции, т. е. затраты, связан-
ные с расходом сырья, реагентов, электроэнергии на тонну продукции или
тонну переработанного сырья, то в большинстве случаев производительность
можно считать не зависящей или мало зависящей от этих затрат. В то же вре-
мя качественные показатели тесно связаны с этими затратами. Обычно качест-
венные показатели процессов улучшаются при увеличении затрат. Однако при
оптиМ|Цзации технологических процессов по максимуму качественного показате-
ля найденный оптимальный режим может оказаться совершенно невыгодным с
экономической точки зрения.

Следовательно, при оптимальном управлении технологическим процессом
качественные показатели целесообразно поддерживать вблизи заданных вели-
чин, значения которых найдены из общих экономических соображений.
Обеспечение минимальной стоимости переработки сырья. Как показывают
исследования, поиск оптимального режима при оперативном управлении по рас-
смотренным выше показателям лишен практического смысла. Следовательно,
совершенно естественным является отыскание оптимального режима по эконо-
мическим показателям, например по показателю стоимости переработки тонны
сырья. При рациональном управлении с использованием существующих техниче-
ских средств во многих технологических процессах можно добиться некоторого
минимума затрат, обеспечивая при этом заданную производительность и задан-
ные качественные показатели процесса.

На основании рассмотренных выше требований к системе оптимального уп-
равления технологическими процессами можно прийти к выводу, что задача

т0

1000

1300

1200

1100

1000
°^900

800

700

600

500

6 8 10 12 10 16 18 20 22 20 26 28

В^нг/с

Рис. 7-1. Зависимость температуры топочных газов tT от расхода воздуха
при различных значениях расхода топлива Вт и к. п. д. топки т]т.

О г * S 8 10 12 10 16 18 Z0 22 20 26 Z8 30 3Z

В в, кг/с

Рис. 7-2. Зависимость температуры топочных газов /г от расхода воздуха Вв
При различных значениях расхода Вт и теплотворной способности топлива
оптимального управления этими технологическими процессами заключается в
выборе в каждый момент времени таких алгоритмов управления, которые при
заданной производительности и качественных показателей обеспечивали бы
минимальные затраты на проведение процесса.

Рис. 7-3. Статические характеристики однокамерной двухпоточной (а) и одно-
поточной (б) трубчатых печей установок топливного производства (а) и фе-
нольной селективной очистки масел (б):

ат, <Xg— коэффициенты избытка воздуха в топке и в борове печи; /g—температура топоч-
ных газов в борове печи; Г) — к.п.д. трубчатой печи.

Рис. 7-4. Статические характеристики однокамерной двухпоточной трубчатой
печи (оба потока сырья подаются одним насосом, топливо подается одним по-
током) атмосферной установки:

о —б варианты характеристик; ат. <Xg—коэффициенты избытка воздуха в топке и в
борове печи; tT, fg—температура топочных газов над перевальной стенкой и в борове
печи; Г)—- к.п.д. трубчатой печи; О2, RO2 — содержание кислорода и компонентов в продук-
тах сгорания.
7.2. ТРУБЧАТЫЕ ПЕЧИ КАК ОБЪЕКТЫ ОПТИМИЗАЦИИ.

ВЫБОР КРИТЕРИЯ ОПТИМИЗАЦИИ

Экстремальные статические характеристики трубчатых печей,
имея ярко выраженный экстремум, представляют собою сущест-
венно нелинейные зависимости; в области Вв^.Вв. опт и а^аопт
(аопт — коэффициент избытка воздуха, соответствующий точке
экстремума) они ведут себя как параболическая функция, а в об-
ласти В ^Вв. опт и а^аопт как гиперболическая функция (см.
пунктирные линии на рис. 7-1—7-3, 7-6, 7-7).

Учитывая, что в конечном итоге нас интересует экстремаль-
ная точка и ее «поведение» при изменении основных переменных,
экстремальные статические характеристики можно считать глад-
кими функциями своих аргументов и аппроксимировать парабо-
лической функцией вида (табл. 7-1 и 7-2):

у = Та ± Ьх — сх-

(7-1)

Однако следует отметить, что полученные статистические за-
висимости могут быть аппроксимированы и более простыми квад-
ратичными функциями, если ось параболы совпадает с осью ор-
динат и вершина параболы лежит в начале координат.

Рис. 7-5. Статические характеристи-
ки двухкамерной трубчатой печи ат-
мосферной установки (построены по
данным [30]):
ат, — коэффициенты избытка воздуха
на выходе из топки и в борове печи;
/ , температура топочных газов над
перевальной стенкой и в борове печи;
ц —к.п.д. трубчатой печи.

Статические характеристики исследуемых типовых печей, по-
строенные по полученным аналитическим выражениям (5-9) и
данным, приведенным в табл. 7-1 и 7-2, показаны на рис. 7-7.

Проведенные исследования позволили сделать следующие вы-
воды: изменение расхода топлива при постоянстве расхода воз-
духа также приводит к нелинейному изменению температуры то-
почных газов и к. п. д. трубчатой печи. Однако нелинейность этих
зависимостей наблюдается при значительных изменениях расхо-
да топлива, изменение же расхода топлива в небольших пределах
практически приводит к линейному изменению температуры то-
почных газов и к. п. д. трубчатой печи. Как известно, при управ-
лении тепловым режимом трубчатых печей значительные мгно-
венные изменения расхода топлива не наблюдаются, поэтому
трубчатую печь как объект оптимизации можно считать линейной
по отношению к изменению расхода топлива.
Рис. 7-6. Статические характеристики трубчатой печи с объемно-настильным
пламенем (построены по данным [80]):

а — б — варианты характеристик; ат, а$—коэффициент избытка воздуха на выходе из топ-
ки и в борове печи; /г> /$—температура топочных газов над перевальной стенкой и в
борове печи; /^—температура топочных газов в правой и левой частях топки соот-
ветственно; Т) — к.п.д. трубчатой печи; q? — полезное тепло (полезная теплопроизводитель-
ность) трубчатой печи; О2, СО — содержание компонентов в продуктах сгорания.

Рис. 7-7. Статические характеристики вертикально-факельной трубчатой печи
(построены по данным [79]):

а-— б— варианты характеристик; ат, а$— коэффициенты избытка воздуха на выходе из
топки и в борове печн; t?, /$—температура топочных газов над перевальной стенкой и в
борове печи; Г) — к.п.д. трубчатой печи; <р — полезное тепло (полезная теплопроизводитель-
ность) трубчатой печн; RO2, О2, N2, СО — содержание компонентов в продуктах сгорания.

Рис. 7-8. Структурная схема трубчатой печи как объекта оптимизации.
Тип трубчатой печи Функции, аппроксимирующие экспериментальные нелинейные
/=/(а) и =! (ат)
Однокамерная двух- При 1,2 < ат < 1,45 При 1,2 < ат < 1,27
поточная печь /б = —913,75 + 1] = 18,79 +
установки топлив- ного производства + 2030а — 700а? + 79,36ат — 30,06а?
(см. рис. 7-3, а) При 1,45 < ат < 2,0 При 1,27 < ат < 2,0
/б= 1266,94—766,94ат + т] — 123,26 — 66,9бат +
+191,74а? + 17,38а?
При 1,2 < ат < 1,8 При 1,2 < ат < 1,8
t6 = — 913,75 + П= 18,79 +
+ 20,30ат — 700а? + 76,36ат — 30,06а?
Однокамерная одно- При 1,0 < ат < 1,2
поточная печь т) = 31,09 +
установки феноль- ной селективной + 68,52ат — 28,55а?
очистки масел (см. — При 1,2 < ат < 3,0
рис. 7-3, б) т] = 93 — 21,67ат + 3,61а? При 1,0 < ат < 2,0 11 = 31,09 + + 68,52ат — 28,55а?
Однокамерная двух- При 1,05 + ат + 1,7 При 0,9 < ат < 1,6
поточная печь ат- tr = —1485 + 1] = —245,47 +
мосферной установ- ки (см. рис. 7-4) + 3422,16ат— 1222,2а? При 2,5 < ав < 4,5 t6 = —2500 + + 1833, Заб —277,78а;: + 520,75ат — 208,3а?
Двухкамерная печь При 1,1 < ат < 1,65 При 1,1 < ат < 1,65
атмосферной уста- /г = —2614,05 + т] = —40,63 +
новки (см. рис. 7-5) + 4767,19ат— 1632,6а? При 1,45 < аб < 2,2 /б = 586,56 + + 1204,95аб — 340,38ag + 162,5ат — 62,5а?
Печь объемно-на- При 0,9 < аб < 1,5 При 0,9 < ат < 1,5
стильного пламени tr = —2943 + 1] = —35,84 -t-
(см. рис. 7-6) + 6743ат — 2996а? При 0,9 < ат <2,2 t6 = 250,4 + + 467,9аб —204,97а? При 0,9 < ат < 1,5 —4713 + + 10222ат — 4444,4а? + 201,6ат — 96а?
n = i (<1б) <Г = 1 (ат) <₽ = / (аб)
При 1,5 < ад 2,5 4 = 54,53 + 4- 4,38а.д — 0 , 88a.g — —
При 2,5 < ад 11 4 = 69,94—4,84ад + 0,35ад — - -
При 1,5 < ад 6 4 = 54,53 + 4- 4,38ад — 0,88ад
При 2,7 ад < 5,5 1] = —104,91 + 4-90,2аб — llaj: — —
При 1,45 ад 2,2 4 = —150,75 -|- 4- 255ад — 75ag — —
При 0,9 < ад < 2,2 4 = 47,12 4- 4-30,62аб —11,34а| При 1,05 ат < 1.3 Ф = —3,964442-109 4- 4- 7,155553-109ат — — 3,1И11 - 198<х2 При 1,05 < аб < 2,0 ф = 0,1699999-1094- 4-0,4666666-109аб — — 0,1728395109ag
Тип трубчатой печи Функции, аппроксимирующие экспериментальные нелинейные
t = f (а) П = f (а)
Печь объемно-на- стильного пламени (см. рис. 7-6) Вертикально-факель- ная печь (см. рис. 7-7) При 0,9 < ат 1,5 /П = _ззбз _|_ + 7762ат — 3375а“ При 0,9 ат 1,5 /г = —490 + + 2880ат — 1440а]; При 0,9 < ag 1,7 t6 = —2036 + + 4931аб — 2144а'] При 0,9 ат < 1,5 т] = —17,5 + 144ат — 72а]:

Как показывают исследования, наименьшее влияние на сме-
щение точки экстремума оказывает изменение температуры топ-
лива, коэффициента расхода и температуры пара; увеличение
коэффициента расхода ухудшает процесс горения [166].

Согласно классификации, приведенной в работе [13], трубча-
тая печь является объектом оптимизации первого рода, в моде-
ли которого инерционная часть явно находится после нелинейной
(рис. 7-8). Указанная структурная схема хорошо согласуется с
процессами, происходящими в трубчатых печах, так как сначала
в печи реализуется нелинейный процесс, связанный с теплохими-
ческими превращениями, а затем процессы, связанные со всеми
видами передачи тепла, в первом приближении представляемые
процессами в линейных звеньях.

Задача оптимизации таких объектов формально сводится к
переводу и поддержанию объекта в окрестности экстремума ха-
рактеристики нелинейного звена. Такая идеализация может быть
допущена, так как при этом обеспечивается как выполнение си-
стемой своих основных функций (обеспечение близкого к оптиму-
му режима), так и значительное облегчение процедуры анализа и
синтеза систем оптимального управления.

Задача теории оптимальных систем остается неопределенной,
пока не будет выбран критерий оптимальности, экстремаль-
ное значение которого должно достигаться в оптимальной си-
стеме.

При разработке системы оптимального управления технологи-
ческим процессом первостепенное значение имеет определение
критерия оптимальности режима процесса, в значительной степе-
ни определяющего направление работ при решении технических
задач автоматизации. Выбор критерия, недостаточно полно отра-
жающего поставленную задачу, может привести к серьезным
просчетам, которые иногда сводят на нет все последующие уси-
лия по оптимизации [24, 99].
Продолжение табл. 7-1

статические характеристики типовых трубчатых печей

П — f (аб) I m = F /cQ

При 0,9 4 ag «4 1,8
т] = —32,86 4~
+ 158,84«б — "2,2ag

При 0,9 < ат < 1,3
<р=—1,1814259-108 +
+ 2,6866172837-1С9ат —
— 1,32345679-10а*

При 1,0 аб < 1,5
<р=—0,8253293-Ю*4-
+ 1,833326-109аб —
— 0,83333-109а|

Существует много критериев оптимальности: максимум быст-
родействия, минимум средней величины отклонения от заданного
значения, максимум производительности, минимум расхода энер-
гии на управление, наилучшая фильтрация сигнала при действии
помех, минимальная сложность, максимальная надежность и т. д.
Однако часто в зависимости от характера управляющего устрой-
ства и назначения системы один из критериев оптимальности мо-
жет играть главную роль. При этом остальные показатели каче-
ства нужно удерживать в допустимых по технологии пределах.

В настоящее время для управления трубчатыми печами при-
меняются системы, алгоритм функционирования которых содер-
жит предписание поддерживать на заданном уровне температуру
сырья на выходе из печи. Однако такие системы не обеспечивают
наивыгоднейшего режима работы трубчатых печей.

При оптимизации трубчатых печей задача управления может
быть сформулирована в следующем виде: отклонение температу-
ры сырья на выходе из трубчатой печи (A/J не должно превы-
шать заданной по технологии величины (/"!), т. е.

|А01=^*“ (7-2)

При этом экономический показатель (затраты на получение це-
левого продукта заданного качества) должен быть минимальным:

с "

3 = min I -Kj3y(T)dT (7-3)

о /=1

где 3 — обшие затраты на получение продукта требуемого качест-
ва; К, — стоимостной коэффициент /-той затраты; з3(т) — величи-
на /-той затраты.

В случае измерения истинных значений к. п. д. печей вместо
минимизации затрат можно выставить условие получения мак-
Тип трубчатой печи Функция, аппроксимирующая экспериментальные статические характеристики типовых трубчатых печей
RO2 = ) (а) О2 = f (а) СО = f (а) N2 = /(a)
Атмосферная одно- камерная двухпо- точиая (см. рис. 7-4) При 0,8 ат 1,6 RC)J = — 22,2 + + 54,5ат — 25а? При 0,9 < ат < 2,0 О£ = 10,62ат — 9 — —
При 2,7 ag С 3,8 RO® = —62,74+ -j- 40,96«б — 6,4ag При 2,6 ag < 4,8 О® = 1,538аб — 9,438 — —
Объемно-настильного При 0,8 < ат 1,9 При 0,9 < ат < 1,7 При 1,1 < ат 1,5 —
пламени (см. рис. 7-6) ROj = 1,63 + + 25,6ат — 13,53а? О£ = 10,Зат — 8,57 СОТ = 42,89—62,15ат + + 22,52а“
При 0,8 аб 2,3 RO® = 0,4 + + 18,2аб — 7,4а? При 0,9 <аб<2,1 0^ = 8,68аб — 5,8 — —
Вертикально-факель- При 1,0 ат 1,8 При 1,0 + ат < 1,8 При 1,0 ат 1,5 При 0,8 ат < 1,8
ная (см. рис. 7-7) RO* = 0,5 + + 29 ат — 15,5а? О*= 12,31ат— 11 СОТ = 17,7 — 28ат + + Н,2а? Ng = 86,76 — 3,26ат
При 0,8 < аб < 2,4 При 1,0 ag 1,8 При 1,0 <аб С 1,7 При 0,9 < «б «S 2,4
RO®= 1,4 + + 17ag —7,1g О®= 10,25аб —8,1 СО6 =Т2,1 —17,63аб + + 6,53ag N® = 85,38 — 2,2аб
симального к.п.д. топок или печей (см. разделы 5.2, 5.3):

цт = тахчт (7-4) ц = тахц (7-5) Чэи = max i]3H (7-6)

При этом в качестве оптимизируемого параметра вместо цт, т>
или г]эН могут также быть рассмотрены их соответствующие чис-
лители [169, 170, 190]. Как видно из выражений (5-1) — (5-3) и
статических характеристик исследуемых типовых трубчатых печей
(см. рис. 7-6 и 7-7), такая замена оптимизируемого параметра яв-
ляется допустимой, так как во всех случаях для достижения
Цт. макс, Пмакс И 1)эн. макс Необходимо ДОбиБЭТЬСЯ, ЧТОбЫ фт=100—

QnoT = фт.макс, ф = Qno.i= фмакс И фэн = QnOj-i "Ь Qh. т = фэн. макс-

Если вместо косвенного показателя состояния процесса (тем-
пература сырья на выходе из печи), будет рассмотрена доля отго-
на сырья е, то условие (7-2) будет записано в следующем виде:

|Д^|^Н (7-7)'

Проводимые исследования подтверждают, что наивыгоднейший
режим работы трубчатых печей обеспечивается при совместной,
работе автоматических систем стабилизации и оптимизации [55,
166, 173]. При этом автоматические системы стабилизации обес-
печивают условие (7-2) или (7-7) за минимальное время, а систе-
мы автоматической оптимизации — экономичность горения. Эко-
номичный процесс горения обеспечивают условия (7-4) — (7-6).

Таким образом, рационально сконструированная система
управления тепловым и технологическим режимами печей долж-
на обеспечивать стабилизацию требуемой температуры (или доли
отгона) в печи и определить необходимое соотношение для полу-
чения к. п. д., максимально возможного в данных условиях.

Стабилизация требуемой температуры (или доли отгона)
обеспечивается путем изменения расхода топлива. Для обеспече-
ния правильного сжигания топлива необходимо, чтобы каждому
расходу топлива соответствовал строго определенный расход воз-
духа, т. е. чтобы соотношение расходов топлива и воздуха оста-
валось постоянным. Постоянство соотношения расходов топлива
и воздуха может обеспечиваться регулятором соотношения, кото-
рый будет изменять расход воздуха в соответствии с изменением
расхода топлива и значением коэффициента избытка воздуха,
установленным на регуляторе. Система управления соотношением,
расходов топлива и воздуха должна обеспечить возможность наи-
более эффективного сжигания топлива.

Недостатком схемы регулирования соотношения является то,
что управление ведется по входным величинам — расходам топ-
лива и воздуха — и отсутствует автоматический анализ резуль-
татов работы системы. Существующие регуляторы соотношения
достаточно точно поддерживают установленный на задатчике ре-
гулятора коэффициент избытка воздуха при колебании расхода в
пределах 10—35% максимального значения [69].
Неточность регулирования горения по соотношению расходов
топлива и воздуха обусловливается также наличием неучитывае-
мых переменных потерь воздуха через неплотности трубчатой пе-
чи, с одной стороны, и подсосом воздуха из окружающей среды
в топку печи, с другой. Поэтому в зависимости от режима работы
печи обслуживающему персоналу приходится изменять задание
регуляторам соотношения, что вносит субъективный фактор в
управление режимом трубчатой печи.

Результаты сжигания топлива характеризует температура го-
рения при определенных условиях. В зависимости от коэффициен-
та избытка воздуха эта температура принимает экстремальное
значение (см. рис. 7-1—7-7), поддержание которого обеспечивает
наивысшую температуру при данных условиях сжигания.

Конструктивные и технологические особенности трубчатых пе-
чей не позволяют непосредственно измерять температуру факела.
Однако, как показывают результаты исследования, экстремум
температуры в различных точках печи достигается практически
при одном и том же значении коэффициента избытка воздуха.
Это дает возможность судить о характере сжигания топлива толь-
ко по одной температуре, замеренной в любом месте трубчатой
печи, например над перевальной стенкой.

При прочих равных условиях значения г]т, г] и цЭн зависят от
соотношения расходов топлива и воздуха. Минимальный расход
топлива, необходимый для поддержания данной температуры,
может быть достигнут только при оптимальном соотношении рас-
ходов топлива и воздуха. Отклонение соотношения от оптималь-
ного (в любую сторону) приводит к уменьшению г]т, и т]эя, т. е.
к увеличению расхода топлива.

Как видно из вышеизложенного, экономичность процесса го-
рения может быть также охарактеризована расходом топлива и
температурой над перевальной стенкой, т. е. эти параметры могут
быть приняты в качестве оптимизируемых величин.

Очевидно, что оптимальным с точки зрения экономичности яв-
ляется такой режим, при котором заданная температура сырья
на выходе из трубчатой печи (или доля отгона) обеспечивается
в условиях минимального расхода топлива

5Т = min Вт (7-8)

Как было показано, максимальное значение температуры то-
почных газов над перевальной стенкой /г = тах/г будет обеспече-
но при эффективном сжигании топлива.

Статические характеристики оптимизируемых величин трубча-
тых печей (см. гл. 2) могут быть описаны уравнением параболы
(принимаем, что максимум кривой расположен в начале коорди-
нат): у — кх2. В качестве выходной величины контура оптимизации
из нескольких величин, имеющих одинаковые динамические ха-
рактеристики, следует выбрать такую, значение коэффициента К
которой будет наибольшим. Ясно, что при одном и том же изме-
нении входной величины изменение выбранной выходной величи-
ны будет наибольшим по сравнению с другими выходными вели-
чинами. В этом случае в системе оптимизации можно достигнуть
лучших показателей качества управления по сравнению с пока-
зателями систем, в которых использованы другие выходные ве-
личины.

7.3. СИНТЕЗ ПРОМЫШЛЕННЫХ МНОГОСВЯЗНЫХ

АВТОМАТИЧЕСКИХ СИСТЕМ УПРАВЛЕНИЯ,

ОБЕСПЕЧИВАЮЩИХ ОПТИМАЛЬНЫЙ ТЕПЛОВОЙ

И ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ РЕЖИМЫ ТРУБЧАТЫХ ПЕЧЕЙ

Автоматическая система управления режимами трубчатых пе-
чей, содержащая узлы регулирования выходной температуры
сырья (или доли отгона) и топочных процессов, может быть син-
тезирована в трех вариантах [190]:

1. Автоматическая схема управления с использованием одной
измеряемой выходной величины объекта для контуров стабили-
зации и оптимизации (рис. 7-9). При этом динамические характе-
ристики объекта управления будут одинаковыми для обоих кон-
туров, поэтому один контур будет сильно влиять на другой.

2. Автоматическая система управления с использованием раз-
личных выходных величин объекта для контуров стабилизации и
оптимизации (рис. 7-10). В этом случае предполагается, что кон-
туры взаимосвязаны и входная величина одного контура одно-
временно поступает на вход другого, и наоборот.

3. Автоматическая система управления с оптимизацией вход-
ной величины объекта (рис. 7-11). Здесь взаимосвязь между ста-
билизируемой и оптимизируемой величинами осуществляется че-
рез объект управления и регулятор.

Рис. 7-9. Структурная схема автомати-
ческой системы управления трубчаты-
ми печами с использованием одной из-
меряемой выходной величины для кон-
туров стабилизации и оптимизации:

/ — стабилизирующий регулятор; 2 — регуля-
тор соотношения; 3 — экстремальный регуля-
тор; 4 — исполнительный механизм.

Эти системы представляют собой многосвязные автоматиче-
ские системы управления (МАСУ), содержащие контуры стабили-
зации и оптимизации. Выбор того или иного варианта МАСУ за-
висит от конкретных технологических требований, назначения и
типа трубчатых печей.

В первом варианте (см. рис. 7-9) выходной величиной конту-
ров стабилизации и оптимизации является температура топочных
газов над перевальной стенкой tT. Здесь контур стабилизации
поддерживает температуру сырья на выходе /®ых на заданном

значении путем регулирования температуры топочных газов над
перевальной стенкой.

Во втором варианте (см. рис. 7-10) выходной величиной кон-
тура стабилизации является /®ых или доля отгона е, а выходны-

ми величинами контура оптимизации tr, т)т, т], ц.-ш, фт, Ф или <рэн-
В третьем варианте (рис. 7-11) выходной величиной контура
стабилизации являются /®ых или е, а контура оптимизации —
расход топлива Вт.

Стабилизация. Задачей автоматической системы стабилизации

(АСС) является ликвидация рассогласования между заданными и
действительными значениями управляемой величины (/г, £®ых

или е). В зависимости от характера решаемых задач АСС трубча-
тых печей могут быть одно-, двух- или трехконтурными (см. гл.З).

Для большинства трубчатых печей АСС состоит из контуров
регулирования температуры (или доли отгона) и соотношения.

Параметры, определяющие динамические свойства объекта
регулирования соотношения (участок трубопровода), значитель-

но меньше тех же пара-
метров объекта регу-
лирования температуры
(трубчатая печь). Поэто-
му при расчете для про-

Рис. 7-10. Структурные схемы
автоматических систем уп-
равления трубчатыми печами
с использованием различных
выходных величин для конту-
ров стабилизации и оптими-
зации:

а, б — варианты схем; 1, 2 — соот-
ветственно корректирующий и ста-
билизирующий регуляторы; 3 — ре-
гулятор соотношения; 4 — экстре-
мальный регулятор; 5 — вычисли-
тельное устройство для непрерыв-
ного определения величин Г|т, Т|,
Лэн. фт, ср или <РЭН; 6 — исполни-
тельный механизм; 7 — вычисли-
тельное устройство для непрерыв-
ного определения величин доли от-
гона; 8 — регулятор доли отгона.

стоты можно принять, что объект регулирования соотношения
представляет собой апериодическое звено первого порядка.

Как показывают исследования [49, 133, 164, 170, 173, 176, 186],
при расчете АСР температуры и доли отгона контур регулирова-
ния соотношения, а также контуры стабилизации расхода и дав-
ления топлива можно не учитывать, так как их динамика не ока-
зывает заметного влияния на динамические свойства контура ре-

гулирования температуры и доли отгона. Таким образом, при
расчете АСС трубчатых печей контуры управления могут быть
рассмотрены как взаимонезависимые. Следовательно, каждый
контур управления нужно рассчитывать отдельно. При этом ре-

гулятор соотношения
следует «настраивать на
апериодический переход-
ный процесс, так как
при колебательном пере-
ходном процессе и нали-
чии пульсаций в трубо-
проводе возможны яв-
ления резонанса.

Анализ типовых АСС
трубчатых печей и мето-
ды их расчета рассмот-
рены в гл. 3.

Рис. 7-11. Структурные схемы
автоматических систем управ-
ления трубчатыми «печами,
обеспечивающих оптимизацию
входной величины:

5 —сумматор; остальные обозначе-
ния — см. рис. 7-10.

Оптимизация. Как известно, задача автоматической системы
оптимизации (АСО) состоит в определении наивыгоднейших ус-
ловий работы управляемого объекта. Отличительной особенностью
АСО является автоматический поиск соотношений, удовлетворяю-
щих определенным условиям.

Как было показано, при оптимизации трубчатые печи могут
быть представлены как объекты управления, состоящие из по-
следовательно «соединенных безынерционного нелинейного звена и
инерционных линейных звеньев (см. рис. 7-8). Поэтому расчет
таких систем следует вести, используя методы расчета МАСУ [85,
86, 88, 89, 92, 111, 199, 207] и систем, содержащих нелинейные
звенья [91, 127, 132]. В частности, для расчета оптимальных си-
стем трубчатых печей могут быть использованы методы, приве-
денные в работе [69].

Задачи автоматической оптимизации и некоторые методы их
решения впервые были сформулированы В. В. Казакевичем.
В дальнейшем задачи анализа и синтеза АСО рассматривались
многими авторами [8, 13, 19, 24, 27, 31, 64, 96, 99, 113, 114, 127,
132, 149, 206].
При синтезе АСО, обеспечивающих максимум цт, ц и Цэн, воз-
никает задача оптимизации статики процесса. Задача ставится
следующим образом: при определенном расходе сырья требуется
найти такие значения параметров печи, при которых обеспечи-
вается максимум г]т, ц или цэн. Значение цт, т] и цэн> а также мак-
симума тепловыделения меняется с изменением значения коэффи-
циента избытка воздуха, температуры и влажности воздуха, рас-
хода и типа топлива и т. д. В рассматриваемом случае задача
управления состоит в обеспечении максимума гц, ц или цэп при
переменных входных параметрах. Иначе говоря, статическая ха-
рактеристика объекта управления является функцией не одного, а
нескольких переменных и каждой совокупности этих переменных
будут соответствовать различные значения экстремума.

При управлении процессом горения с обеспечением поиска
максимальных цт, ц и цЭн значения к. п. д. в любой момент вре-
мени неизвестны, однако для управления процессом они и не тре-
буются. Важно лишь добиться максимально возможной эффек-
тивности трубчатой печи при всех режимах ее работы.

Оптимального процесса, обеспечивающего экстремальное зна-
чение критерия оптимальности, можно добиться, применяя раз-
личные АСО. Рассматриваемые ниже многосвязные АСУ трубча-
тых печей синтезируются в классе экстремальных автоматиче-
ских систем управления (ЭАСУ). В этих ЭАСУ в качестве экстре-
мального регулятора (ЭР) приняты пневматические автоматиче-
ские самонастраивающиеся регуляторы типа АСР-2-0 (рис. 7-12,
7-17) и АСР-2-0 (рис. 7-13—7-16). На рис. 7-12—7-17 приведены
структурные схемы многосвязанных АСУ, обеспечивающих опти-
мальный тепловой и технологический режимы трубчатых печей.

АСР-2-0 предназначен для поддержания оптимального режи-
ма работы малоинерционного технологического процесса; рабо-
тает по принципу «запоминания» экстремума. Поиск экстремума
осуществляется непрерывно путем принудительного изменения
экстремальным регулятором уставки регулятора соотношения (см.
рис. 7-12,а, б; 7-17, а, б) или входного параметра (расход возду-
ха) объекта управления (см. рис. 7-12,в; 7-17, в).

Регулятор АСР-2-ОИ предназначен для автоматического по-
иска и поддержания оптимального режима работы технологиче-
ского процесса, обладающего значительной инерционностью; ра-
ботает по принципу шагового поиска. Поиск экстремума осуществ-
ляется скачками путем принудительного изменения экстремальным
регулятором уставки регулятора соотношения либо входного, либо
выходного параметров (расход воздуха, пар или расход уходящих
топочных газов) объекта управления (рис. 7-13—7-16).

В шаговых ЭР точность измерения критерия оптимальности
не может являться ограничением применения разработанных
ЭАСУ, так как в конечном итоге управляющий сигнал определя-
ется разностью двух значений критерия оптимальности, отстоя-
щих один от другого на выбранный интервал времени. Интервал
Рис. 7-12. Структурные схемы многосвязных АСУ, в которых АСО обеспечи-
вают максимум температуры топочных газов над перевальной стенкой, а АСС
поддерживает заданное значение температуры сырья на выходе:

а — по перевалу (при работе на газообразном топливе); б — по каскадной АСР (при работе
на жидком топливе): в — по доле отгона (при работе на жидком топливе).
Рис. 7-13. Структурные схемы миогосвязных АСУ, в которых АСО обеспечивают максимум к.п.д. топок трубчатых печей
а АСС поддерживают заданное значение либо температуры сырья на выходе (а, е), либо доли отгона (б, е); '

а, б — при работе на газообразном топливе; в, г — то же, на жидком.
a.

Рис. 7-14. Структурные схемы многосвязных АСУ, в которых АСО обеспечивают максимум к.п.д. трубчатых печей по об-
ратному балансу тепла, а АСС поддерживают заданное значение либо температуры сырья на выходе при работе -на га-
зообразном топливе (а, б), либо доли отгона при работе на жидком топливе (в, г).
между двумя измерениями значения критерия оптимальности оп-
ределяется длительностью переходного процесса, вызванного сту-
пенчатым возмущением, внесенным управляющим параметром —
подачей воздуха или пара.

Рис. 7-15. Структурные схемы многосвязных АСУ, в которых АСО обеспечивают
максимум к. п .д. трубчатых печей, по прямому балансу тепла, а АСС поддержи-
вают заданное значение либо температуры сырья на выходе (а), либо доли
отгона (б).

В синтезированных ЭАСУ формирование сигналов, пропорцио-
нальных текущему значению критерия оптимальности осуществ-
ляется специализированными пневматическими вычислительными
Рис. 7-16. Структурные схемы многоавязных АСУ, в которых АСО обеспечивают максимум к.п.д. трубчатых печей по по-
лезному теплу (полезной теплопроизводительности), а АСС поддерживают заданное значение либо температуры сырья
па выходе (а, г), либо доли отгона (б, в):
а, б — при работе на газообразном топливе; в, г — то же, что на жидком топливе.
Рис. 7-17. Структурные схемы многосвязных АСУ, в которых АСО обеспечи-
вают минимум расхода топлива, а АСС поддерживают заданное значение либо
температуры сырья на выходе (а, в), либо доли отгона (б):
а — при работе на газообразном топливе; б, в — то же, на жидком.
устройствами ВУк.п.д. топки, ВУк.п.д.-01, ВУк.п.д.-ОУГ

ВУк.п.д.-ОУм, ВУк.п.д.-Ш и Тепломер ТП (см. гл. 5).

Рассмотрим обеспечение оптимальности процесса горения в

трубчатых печах,

В большинстве

г» п о п тттт о V-4TT1 тт vr*cr von'i ПиПЯПП

... ---------

трубчзтых печей воздух подается естественным

способом, т. е. всасывается из окружающей среды через OiBep-

стия, имеющиеся в трубчатых печах. В этом случае расход возду-

ха, необходимого для ведения процесса горения в оптимальном
режиме, обеспечивается путем изменения экстремальным регуля-
тором расхода уходящих топочных газов Ву.т, т. е. путем регули-
рования разрежения в трубчатых печах (см. рис. 7-13, а, в, 7-14 а, в;
7-15, а; 7-16, а, в). Разрежение в трубчатой печи может поддер-
живаться с помощью шибера Ш, установленного в дымовой тру-
бе. Экстремальный регулятор изменяет расход уходящих топоч-
ных газов до тех пор, пока расход воздуха BPl, всасываемого из
окружающей среды, не станет равным оптимальной величине
Вв. опт. При Вв = Вв. опт будем иметь цт = Цмакс (рис. 7-13, а, в), ц =
= Цмакс (см. рис. 7-14, а, в, 7-15, а) и ср = фМакс (рис. 7-16, а, в).

При принудительной подаче воздуха поиск оптимального зна-
чения расхода воздуха может быть осуществлен непосредственно
или путем изменения соотношения топливо — воздух (см.
рис. 7-12, а, в; 7-13,6, г; 7-14,6, г; 7-15,6; 7-16,6, г; 7-17, а, в).
В первом случае выходной сигнал ЭР подается на исполнитель-
ный механизм ИМ, установленный на линии воздуха (см. рис.
7-12, в; 7-13, г; 7-14, г; 7-15,6; 7-16, г; 7-17, в). На рисунках
7-13,6, 7-14,6, 7-16,6 этот случай показан пунктирной линией.
Во втором случае ЭР воздействует на уставку регулятора со-
отношения топливо — воздух Ц7Ро (Р) и выбирает такое значение,
при котором обеспечиваются максимальные величины tr (см.
рис. 7-12, а), цт (см. рис. 7-13,6), ц (см. рис. 7-14,6), <р (см.
рис. 7-16, 6) или минимальная величина расхода топлива Вт (см.
рис. 7-17, а).

Следует отметить, что если управляющим воздействием явля-
ется расход воздуха, то разрежение в трубчатой печи, обуславли-
вающее подсос воздуха, необходимо стабилизировать [152, 155,.
156, 170].

Если воздух всасывается из окружающей среды и трубчатая
печь работает на жидком топливе, то оптимальная величина рас-
хода воздуха, максимизирующая tr, цт, ц, <р и минимизирующая
Вт, обеспечивается путем изменения расхода уходящих топочных
газов Ву. г или путем изменения соотношения топливо — пар (см.
рис. 7-12,6, 7-13,в, 7-14,в; 7-15,а, 7-16,0, 7-17,6). В обоих случа-
ях поиск оптимальной величины расхода воздуха осуществляет-
ся косвенным путем — регулированием разрежения в трубчатой

печи.

В случае, когда оптимальная величина расхода воздуха обес-
печивается изменением соотношения топливо — пар, величина
х = Вп/Вт изменяется (корректируется) экстремальным регулято-
ром в зависимости от оптимизируемых величин tr, цт, щ <р, Вт.
Изменение по такой схеме подачи воздуха в топку осуществляет-
ся за счет изменения подачи пара при поддержании постоянного
соотношения топливо — пар. В основу действия этой схемы поло-
жен эффект эжекции дополнительного количества воздуха из ат-
мосферы при увеличении подачи пара. Если физико-химические
свойства топлива изменяются часто, целесообразно вводить кор-
ректирующую связь от анализатора Wa(P), измеряющего содер-
жание кислорода в уходящих топочных газах, к регулятору соот-
ношения W?o (Р). Если помимо физико-химических свойств топ-
лива меняется и нагрузка печи, причем в широких пределах, то
для повышения качества управления соотношение топливо — пар
следует изменять в зависимости от содержания кислорода в ухо-
дящих топочных газах [170, 174], а расходом уходящих топочных
газов By. г управлять с помощью ЭР. На вышеуказанных рисунках
этот случай показан пунктирной линией (см. рис. 7-13,в, 7-14, в;
7-15, а; 7-16, в).

Если воздух подается принудительно и трубчатая печь рабо-
тает на жидком топливе, то оптимальная величина расхода воз-
духа обеспечивается следующим образом. Расходом воздуха
управляет ЭР, а оптимальное соотношение топливо — пар поддер-
живается регулятором соотношения W?o (Р) (см. рис. 7-12, в;
7-13, г; 7-14, г; 7-15, б; 7-16, г, 7-17, в). Если качество топлива и
нагрузки печи изменяются в широких пределах, то, как было из-
ложено выше, величину соотношения следует изменять в зависи-
мости от содержания кислорода в уходящих топочных газах. На
рисунках корректирующая связь от анализатора Wa(P) к регу-
лятору соотношения W?o(P) показана пунктирной линией.

Как видно из алгоритмов (см. табл. 5-2 и 5-3), при синтезе
систем оптимального управления трубчатыми печами по полезно-
му теплу нет необходимости вводить в систему управления сиг-
нал от теплотворной способности топлива (Qp). Это является ос-
новным преимуществом разработанных ЭАСУ по полезному теп-
лу (см. рис. 7-16) [169, 189].

7.4. МЕТОДЫ И СИСТЕМЫ ОПТИМАЛЬНОГО УПРАВЛЕНИЯ
ПРОЦЕССОМ ГОРЕНИЯ В СЛОЖНЫХ ТЕПЛОВЫХ ОБЪЕКТАХ
ПРИ ПРЕДЕЛЬНО МАЛОМ ИЗБЫТКЕ ВОЗДУХА

В настоящее время обеспечение процесса горения при предель-
но малых избытках воздуха является одним из наиболее акту-
альных вопросов. Это обусловлено экономическими соображения-
ми, так как сжигание топлива при предельно малых избытках
воздуха снижает расход топлива и потери с уходящими топочны-
ми газами, сокращает ремонтные периоды и работы по очистке
поверхностей нагрева, а также уменьшает вредные выбросы в ат-
мосферу.
Первые опыты по сжиганию топлива при коэффициенте из-
бытка воздуха, близком к стехиометрическому (а=1,00—1,05),
были приведены М. Б. Равичем [112]. Он показал, что мазут

•* г Г' •'Т’-’Т <4 П'ТЛТГТ'ПТЧ ТТГУТ7 VranLTV mnLTTT'OV

yljzhr.u vzrx 111 cl 1 и lipri ;u4«iula njvuiinaA

Dcontzvq hoo о и а тттл tp тткппгп tjq nnwnra
UUJa V AU JU H HI 1 U.

По мере ограничения избытков воз-
духа и приближения к стехиометрическо-
му соотношению воздуха и топлива уве-
личивается опасность неполноты сгора-
ния. Поэтому целью управления объек-

Рис. 7-18. Зависимость состава уходящих топоч-
ных газов от коэффициента избытка воздуха.

тами, работающими на жидком топливе, является поддержание та-
ких условий работы форсунок или горелок, которые соответству-
ют оптимум)7 между возможно более низким содержанием сажи,

оцениваемым сажевым чис-
лом по Бахараху, и воз-
можно более высоким со-
держанием СОг-

При разработке системы
управления процессом го-
рения при предельно малых
избытках воздуха основной
задачей является измерение
и очень точное поддержа-
ние коэффициента избыт-
ка воздуха, близкого к сте-
хиометрическому, а это не
всегда является технически

Рис. 7-19. Зависимость содержа-
ния СО2 и О2 в продуктах пол-
ного сгорания различных видов
топлива от коэффициента избыт-
ка воздуха:

/ — дерево, водяной газ $3—0,03; 2 —
антрацит, торф [3 = 0,10; 3 — бурый
уголь (3 = 0,15; 4 — мазут 3 = 0,30; 5 —
природный газ (3=0,75; 6 — коксовый
газ Р = 0,90.

выполнимой задачей. Например, в большинстве трубчатых печей
воздух поступает в топку за счет всасывания из окружающей
среды. Поэтому в таких объектах коэффициент избытка воздуха
не регулируется и даже не контролируется, что объясняется слож*
ностью его измерения.

Как известно, величина коэффициента избытка воздуха может
быть подсчитана по содержанию одного из компонентов в про-
дуктах сгорания [155, 170]. Однако большое значение имеет не
только правильное измерение компонентов продуктов сгорания,
но и правильный подсчет коэффициента избытка воздуха. В за-

Рис. 7-20. Структурная схема автоматической системы оптимизации процесса
горения в сложных тепловых объектах при предельно малых избытках воздуха,
висимости от вида топлива (газообразное или жидкое) и его
характеристики (температура, вязкость, содержание пыли, смолы,
влаги, нафталина, серы, смолообразующих веществ и др.), соста-
ва и свойств (высшей и низшей теплотворной способности, плот-
ности, относительной плотности, скорости горения газовоздушной
смеси и др.) коэффициент избытка воздуха изменяется. Напри-
мер, в зависимости от указанных факторов коэффициент избытка
воздуха исправно работающих трубчатых печей изменяется в пре-
делах 1,05—1,6 [170].

Из вышеизложенного видно, что необходима разработка та-
кого метода автоматического управления процессом горения в
сложных тепловых объектах, который позволил бы обеспечить сте-
хиометрические условия сжигания топлива без измерения коэф-
фициента избытка воздуха. Поставленная цель может быть до-
стигнута путем автоматического поддержания максимального зна-
чения СО2 в продуктах сгорания [182]. Как показывает зависи-
мость содержания компонентов топочных газов от коэффициента
избытка воздуха (рис. 7-18 и 7-19), максимальное значение СО2
соответствует предельно малым значениям коэффициента избыт-
ка воздуха.

На рис. 7-20 представлена структурная схема автоматической
системы оптимизации процесса горения в сложных тепловых объ-
ектах с предельно малыми избытками воздуха. Величина опти-
мизируемого параметра'—концентрации СО2 в продуктах сгора-
ния— определяется с помощью датчика Н7Со2(Р). Экстремальный
регулятор ЭР выполняет функции коррекции системы управления
процесса горения при неправильно выбранном соотношении топ-
ливо (Вт) — воздух (Вв). Поддержание подачи воздуха на уров-
не, соответствующем максимальной объемной концентрации дву-
окиси углерода в продуктах сгорания, осуществляется регулято-
ром соотношения ГЕ£0 (Р).

Если воздух всасывается из окружающей среды, то оптималь-
ный расход воздуха, максимизирующий содержание СО2, может
быть обеспечен путем изменения расхода уходящих топочных га-
зов (при сжигании газообразного топлива) или путем изменения
соотношения топливо — пар [170, 173]. В обоих случаях поиск
оптимального расхода воздуха осуществляется косвенным путем —
регулированием разрежения в объектах управления.

В разработанных системах можно применять экстремальный
регулятор шагового типа; точность измерения содержания СО2 не
может являться ограничением применения синтезированной си-
стемы оптимизации, так как в конечном итоге управляющий сиг-
нал определяется разностью двух значений СО2, отстоящих один
от другого на выбранный интервал времени [170, 173, 182, 189].
ЛИТЕРАТУРА

1. Абдуллаев А. А., Алиев Р. А., Уланов Г. М. Принципы построения авто-
матизированных систем управления промышленными предприятиями. М.,
Энергия, 1975, 440 с.

2. Абдуллаев Ф. М. и др. Вопросы оптимизации производства печной газовой
сажи. Тематический обзор. М., ЦНИИТЭнефтехим, 1973. 45 с.

3. Абилов А. Г. Автореф. канд. дисс. Баку. АзИнефтехим. им. М. Азизбеко-
ва, 1963, 13 с.

4. Авраменко А. В., Каханович В. С. — Автоматизация, контроль и повыше-
ние экономичности энергоустановок. Минск, Изд-во АН БССР, 1962,
с. 58—66.

5. Адельсон С. В. Технологический расчет п конструктивное оформление неф-
тезаводских печей. М.—Л., Гостоптехиздат, 4952, 240 с.

6. Алиев Т. М., Алиев Р. А., Эфендиев И. Р. — В кн.: Рефераты докладов
VI Всесоюзного совещания по проблемам управления, ч. III. М., Наука,
1974, с. 176—179.

7. Алиев Р. А. Промышленные инвариантные системы автоматического управ-
ления. М„ Энергия, 1971, 112 с.

8. Александровский Н. М., Егоров С. В., Кузин Р. Е. Адаптивные системы
автоматического управления сложными технологическими процессами. М.,
Энергия, 1973, 272 с.

9. Альтшуль С. Д., Гильман Р. И., Ленькина Т. В. Энергетика и электротехни-
ческая промышленность, 1965, № 4, с. 6—8.

10. Аналитические самонастраивающиеся системы автоматического управления.
Под ред. В. В. Солодовникова. М., Машиностроение, 1965, 355 с.

11. Анисимов И. В. Основы автоматического управления технологическими про-
цессами нефтехимической и нефтеперерабатывающей промышленности. Л.,
Химия, 1967, 408 с.

12. Анисимов И. В., Смольников П. В. Хим. пром., 1963, № 12, с. 895(15) —
(902)22.

13. Арефьев Б. А. Оптимизация инерционных процессов. Л., Машиностэоенле,
1969, 160 с.

14. Ахмед-заде А. А. Энергетический бюллетень, 1950, № 12, с. 6—14.

15. Ахмед-заде А. А. Газовоздушный режим топки трубчатой печи. Сборник
научно-технической информации, вып. 1, серия «Нефтеперерабатывающая и
химическая промышленность». Баку, АзИНТИ, 1961, с. 51—58.

16. Ашумов Г. Г. Азербайджанские нефти. Баку, Изд-во АН Азерб. ССР,
1961. 556 с.

17. Багатуров С. А. Основы теории и расчета перегонки и ректификации. М.,
Химия, 11974, 440 с.

18. Бакли П. С. Труды I Международного конгресса ПФАК, 1961, т. 1,
с. 95—112.

19. Баласанов Г. И. Моделирование и оптимизация в автоматизированных си-
стемах управления. М., Атомиздат, 1972, 392 с.

20. Баранчук Е. И. Взаимосвязанные и многоконтурные регулируемые системы.
Л., Энергия, 1968. 267 с.
21. Бахшиян Ц. А. Трубчатые печи с излучающими стенами топки. М.,
ГОСИНТИ, 11960, 192 с.

22. Бахшиян Ц. А. и др. — В кн.: Трубчатые печи. Труды Гипронефгемаш,
вып. 5(15). м., Химия, 1969, с. 11—105.

23. Богословская С. Л., Соболев О. С., Щегляева Т. А. Вопросы промышлен-
ной кибернетики Труды ЦИНИКА, 1973. вып. 35, с. 68—70.

24. Бояринов А. И.. Кафаров В. В. Методы оптимизации в химической техно-
логии. М., Химия, 4975, 576 с.

25. Брук Ю. Г. Сжигание газа в нагревательных печах. Л., Недра, 1977. 167 с.

26. Буровой И. А. Автоматическое управление процессами в кипящем слое. М.,
Металлургия, 1969, 472 с.

27. Бутковский А. Г. Теория оптимального управления системами с распреде-
ленными параметрами. М., Наука, 1965, 476 с.

28. Верховский И. И. и др. Сжигание высокосернистого мазута на электро-
станциях. М„ Энергия, 1970. 445 с.

29. Вознесенский И. И. Автоматика и телемеханика, 1938, № 4—5, с. 65—78.

30. Волков И. Ф. и др. Вопросы технологии нефти, теплотехники и гидравлики.
Труды Грозненского ордена Трудового Красного Знамени нефтяного ин-
ститута. 1960, Xs 24, с. 80—89.

31. Воронов А. А. Основы теории автоматического управления, ч. I. М.—Л.,
Энергия, 1965. 396 с.; ч. II, 1966, 372 с.; ч. III, 1970. 328 с.

32. Гришанин Ю. С., Громашева Э. С.— В кн.: Теория и методы построения
систем многосвязного регулирования. М., Наука, 1973, с. 203—212.

33. Гун Бин-Цынь— В кн.: Комплексная автоматизация химических произ-
водств. М., Машгиз, 1963, с. 26—41.

34. Гурецкий X. Анализ и синтез систем управления с запаздыванием. Пер. с
польск. М„ Машиностроение, 1974, 328 с.

35. Гутыря В. С., Масумян В. Я., Лисовская С. М. Кривые разгонок бакин-
ских нефтей. Баку, Азнефтеиздат, 1947, 136 с.

36. Девятов Б. И. Теория переходных процессов в технологических аппаратах
с точки зрения задач управления. Новосибирск, 1964, 324 с.

37. Деч Г. Руководство к практическому применению преобразования Лапла-
са и /-преобразования. М., Наука, 1971, 288 с.

38. Джафаров Э. М. Автореф. канд. дисс. Баку, Институт кибернетики и ма-
тематики и механики АН Азерб. ССР, 1973, 27 с.

39. Догановский С. А. Вычислительные устройства в автоматических системах
управления по возмущению. М.—Л., Энергия, 1964, 312 с.

40. Догановский С. А., Иванов В. А. Устройства запаздывания и их приме-
нение в автоматических системах. М., Машиностроение, 1966, 280 с.

41. Дралюк Б. И., Синайский Т. В. Системы автоматического регулирования
объектов с транспортным запаздыванием. М., Энергия, 1969, 70 с.

42. Дубилович В. М. Построение систем автоматического регулирования. Минск,
Наука м техника, 1973. 192 с.

43. Дурников Е. Г. Основы автоматического регулирования тепловых процес-
сов. М.—Л., Госэнергоиздат, 1956. 264 с.

44. Думитреску Стелиян. Канд, дисс., МИНХ и ГП им. И. М. Губкина,' 1962.

45. Емельянов С. В. и др. Теория систем с переменной структурой. М., Наука,
1970, 592 с.

46. Ентус Н. Р. Трубчатые печи. М., Химия, 1977, 222 с.

47. Живоглядов В. П. Автоматика и телемеханика, 1964, № 1, с. 54—66.

48. Ибрагимов И. А., Хасмамедов Ф. И. Изв. вузов «Нефть и газ», 1967, № 7,
с. 79—85.

49. Ибрагимов И. А. и др. За технический прогресс, 1970, № 7, с. 1—3.

50. Ибрагимов И. А., Хасмамедов Ф. И., Мамедов А. И. За технический про-
гресс, 1970, № 9, с. 5—6.

51. ИбраЬимов И. д., Хасмдммйдов Ф. И. Автоматик тднзимлЗмд ндз<7ри)]с)си-
нин дсаслары ъд истейсал просеслбринин автоматлашдырылмасы. Бакы,
Маариф, 1972. 482 cdh.

52. Ибрагимов И. А. и др. Ученые записки АзИнефтехим им. М. Азизбекова,
1972, № 2, с. 71—78.
53. Ибрагимов И. А. и др. Разработка и исследование оптимального регуля-
тора сложного теплового объекта. Отчет по научно-исследовательской ра-
боте. Номер государственной регистрации 72040866. Баку, АзИнефтехим
им. М. Азизбекова, 1972. 74 с.

54. Ибрагимов И. А. и др. Разработка и исследование оптимального регулято-
ра сложного теплового объекта. Отчет по научно-исследовательской работе.
Номер государственной регистрации 74031929. Баку, АзИнефтехим им.
М. Азизбекова, 1973. 48 с.

55. Ибрагимов И. А. и др. Ученые записки АзИнефтехим им. М. Азизбекова,
1973, № 6, с. 85—90.

56. Ибрагимов И. А., Хасмамедов Ф. И.—В кн.: Теория и методы построения
систем многосвязного регулирования. М., Наука, 1973, с. 272—278.

57. Ибрагимов И. А., Хасмамедов Ф. И., Метт М. С. — В кн.: Рефераты до-
кладов III Всесоюзного совещания «Управление многоовязными системами»,
ч. II. М„ ИПУ, 1973, с. 175—178.

58. Иванов В. А., Лисовский Д. И., Шапировский М. Р. Изв. вузов «Цветная
металлургия», 1965, № 4, с. 145—151.

59. Иванов В. А., Лисовский Д. И., Шапировский М. Р. Изв. вузов «Цветная
металлургия», 1966, № 1, с. 161—166.

60. Ильин Б. В. — В кн.: Теория инвариантности в системах автоматического
регулирования. М., Наука, 1964, с. 457—467.

61. Плясов Л. В. Канд. дисс. Ваку, АзИнефтехим им. М. Азизбекова. 1967.
222 с.

62. Исламов М. Ш. Печи химической промышленности. Л, Химия, 1975. 432 с.

63. Кадимое Я. Б., Грабовский М. П. — В кн.: Рефераты докладов Ш Все-
союзного совещания по управлению многосвязными системами, ч. II. М.,
ИПУ, 1973, с. 137—139.

64. Казакевич В. В., Родов А. Б. Системы автоматической оптимизации. М.,
Энергия, 1977, 288 с.

'65 . Казамаров А. А., Палатник А. М., Роднянский Л. О. Динамика двумерных
систем автоматического регулирования. М., Наука, 1967. 307 с.

66. Касимзаде М. С., Хасмамедов Ф. И., Панов Ю. С. Теплоэнергетика, 1977,
№ 7, с. 51—54.

67. Катковник В. Я., Полуэктов Р. А. Многомерные дискретные системы управ-
ления. М., Наука, 1966. 416 с.

68. Кафаров В. В. Методы кибернетики в химии и химической технологии. М.,
Химия, 1976. 464 с.

69. Климовицкий М. Д. Оптимизация работы нагревательных печей. М., Метал-
лургия, 1965. 164 с.

70. Крамской В. П., Айзен А. М., Файнерман В. И. Нефтепереработка и нефте-
химия. М., ЦНИИТЭнефтехим, 1968, № 8, с. 46—48.

71. Красицкий М. С. — В кн.: Пневматические средства и системы управления.
М„ Наука, 1970, с. 182—186.

72. Красовский А. А. Автоматика и телемеханика, 1957, № 2, с. 126—436.

73. Красовский А. А. Динамика непрерывных самонастраивающихся систем.
М., Физматгиз, 1963. 468 с.

74. Красовский Н. Н. Прикладная математика и механика, 1964, т. 28. вып. 4,
с. 716—724.

75. Копелович А. П. Автоматическое регулирование в черной металлургии.
Краткий справочник. М., Металлургиздат, 4 963, 408 с.

76. Кунцевич В. М. Системы экстремального управления. Киев, Гостехиздат,
1961. 151 с.

77. Летов А. М. Автоматика и телемеханика, 1960, № 4, с. 436—441- № 5
с. 561—568; № 6, с. 661—665; 1961, № 4, с. 425—435; 1962, ’№ 11,
с. 1405—'1413.

78. Летов А. М., Красовский Н. Н. Автоматика и телемеханика, 1962 № 6,
с. 713—720.

79. Либеров Б. И., Бахшиян Ц. А., Миланчев А. С. Трубчатые печи. Труды
Гипронефтемаш, 1969, вып. 5(15), с. 185—205.
80. Либеров Б. II., Бахшиян Ц. А., Миланчев А. С. — Трубчатые печи. Труды
Гипронефтемаш, 1969, вып. 5 (15), с. 206—222.

81. Лоссиевский В. Л. Основы автоматического регулирования технологических
процессов. М., Оборонгиз, 1949. 228 с.

QQ ® - "D т.’тт А В Т ОА13 Т'12 2' ’'т, ОН р* v П^ОПСССОВ 7M2“

Ата?Наука?196^ <Г113—117.

83. л/уцкив Н. _М. Изд. вузов «Электромеханика*, 19/2, № 8, с 898—901

84. Мамедов А. А. Изв. вузов «Нефть и газ», 1973, № 7, с. 89—94.

85. Мееров М. В. Системы многосвязного регулирования. М., Наука, 1965.

384 с.

86. Мееров М. В. Синтез структур систем автоматического регулирования вы-
сокой точности. М., Наука, 1967. 424 с.

87. Мееров М. В. — В кн.: Теория и методы построения систем многосвязного
регулирования. М., Наука, 1973, с. 6—17.

88. Мееров М. В., Литвак Б. Л. Оптимизация систем многосвязного управле-
ния. М., Наука, 1972, 344 с.

89. Мееров М. В., Михайлов Ю. И., Фридман В. Г. Основы автоматического
управления. М., Недра, 1972, 752 с.

90. Менский Б. М. Принцип инвариантности и автоматическом регулировании
и управлении. М„ Машиностроение, 1972. 247 с.

91. Методы исследования нелинейных систем автоматического управления. М.(
Наука, 1975, 448 с.

92. Морозовский В. Т. Многосвязные системы автоматического регулирования.
М., Энергия, 1970. 288 с.

93. Нейман А. Д. и др. Теплоэнергетика, 1972, № 6, с. 30—34.

94. Нечипоренко В. И. — В кн.: Теория инвариантности и ее применение в ав-
томатических устройствах. Киев, Изд-во АН УССР, 1959, с. 185—191.

95. Носков А. И. — В кн.: Теория многосвязанного регулирования. М., Наука,
1967, с. 172—175.

96. Олейнков В. А., Зотов Н. С., Пришвин А. М. Основы оптимального и экст-
ремального управления. М., Высшая школа, 1969. 296 с.

97. Ордынцев В. М. Математическое описание объектов автоматизации. М.,
Машиностроение, 1965, 360 с.

98. Орлов В. А. Автоматика и телемеханика, 1965, № 1, с. 50—57.

99. Островский Г. М., Волин Ю. М. Методы оптимизации сложных химико-
технологических схем. М., Химия, 1970. 328 с.

100. Павлов В. В. Инвариантность и автономность нелинейных систем управле-
ния. Киев, Наукова думка, 1971. 271 с.

101. Паперный Е. А., Беркман Р. Я. Научные записки Львовского политехниче-
ского института, 1955, вып. 32, с. 45—49.

102. Петров Б. Н. Труды Второго Всесоюзного совещания по теории автома-
тического регулирования. М.—Л., Изд-во, 1955, т. 2, с. 241—246.

103. Петров Б. Н. — В кн.: Теория инвариантности и ее применение в автомати-
ческих устройствах. Киев, Изд-во АН УССР, 1959, с. 59—80.

104. Печи химических производств. Труды Ленинградского научно-исслед. и
конструкт, института химического машиностроения, № 6, 1971. 136 с.

105. Плутес В. С., Корягин В. В. Автоматизация химических производств, 1967,
вып. 1, с. 44—51.

106. Плутес В. С., Лемешкин Ю. А. Автоматизация химических производств.
1966, вып. 3, с. 31—42.

107. Понтрягин Л. С. и др. Математическая теория оптимальных процессов. М.,
Наука, 1969. 384 с.

108. Пресс И. А., Иляева Л. М. Автоматизация и контрольно-измерительные
приборы, 1974, № 4, с. 7—10.

109. Прусенко В. С. Приборы и системы управления, 1968, № 2, с. 1—4.

НО. Пугачев В. С. Теория случайных функций и ее применение к задачам авто-
матического управления. М., Физматгиз, 1962 . 883 с.

111. Пухов Г. Е., Жук К- Д- Синтез многосвязных систем управления. Киев,
Наукова думка, 1966. 220 с.
112 Равич М Б. Поверхностное беспламенное горение. М.—Л., Изд-во АН
СССР, 1949, 354 с.

113. Райбман Н. С., Чадаев В. М. Адаптивные модели в системах управления.
М., Советское радио, 1966, '160 с.

114. Растригин Л. А. Системы экстремального управления. М., Наука, 1974.
632 с.

115. Резвик Дж. Б. Труды I Международного конгресса ИФАК, 1961, т. 4,
с. 708—723.

116. Ротач В. Я. Расчет настройки промышленных систем регулирования. М.,
Росэнергоиздат, 1961, 344 с.

117. Самонастраивающиеся системы. Справочник. Киев, Наукова думка, 1969,
528 с.

118. Системы с переменной структурой и их применение в задачах автомати-
зации полета. М., Наука, 4968, 325 с.

119. Серебрянский А. Я., Соболев О. С., Гинесин. В. Г. Системы автоматическо-
го регулирования в нефтепереработке и нефтехимии. Тематический обзор.
М., ЦНИИТЭнефтехим, 1973, 46 с.

120. Синьков В. М, Федотов Л. В., Яник А. Ф. Энергетика и электротехниче-
ская промышленность, .1964, № 3, с. 12—15.

121. Синьков В. М. и др. — В ки.: Автоматизация энергетики, вып. 4. Киев,
1968. с. 116—121.

122. Скобло А. И. Основные элементы технологического расчета нефтеперегонных
установок. АзГОНТИ, 1939, 191 с.

123. Смит О. Д. А1. Автоматическое регулирование. Пер. с англ. М., Физмат-
гиз, 1962, 848 с.

124. Смольников П. В. Автоматизация химических производств, 1964, вып. 2,
с. 12—16.

125. Смольников П. В. Автоматизация химических и нефтехимических произ-
водств, 1965, вып. 4, с. 18—24.

126. Соболев О. С. Однотипные связанные системы регулирования. М., Энергия,
1973, 136 с.

127. Современные методы проектирования систем автоматического управления.
Анализ и синтез. М., Машиностроение, 1967, 794 с.

128. Справочник. Автоматизация, приборы контроля и регулирования. Книга
пятая. М., Недра, 1967. 956 с.

129. Степанов В. И., Савинкова Л. И., Никольская Н. Ю. Теплоэнергетика, 4967,
№ 7, с. 12—16.

130. Степанов В. И., Цейтлин Р. А. Вопросы промышленной кибернетики
(Труды ЦИНИКА), 1973, вып. 36. с. 61—62.

131. Стефани Е. П. Основы расчета настройки регуляторов теплоэнергетических
процессов. М., Энергия, 1972, 376 с.

132. Техническая кибернетика. Теория автоматического регулирования. Книга 1.
Под ред. В. В. Солодовникова, М., Машиностроение, 1967. 768 с. Книга 2,
1967. 680 с.; книга 3, ч. I, 1969. 610 с.; Книга 3, ч. II, 1969. 368 с.

133. Топчибашев М. А., Хасмамедов Ф. И., Насибов 3. Г. Изв. АН Азерб. ССР,
Сер. физ.-матем. и техн, наук, 1960, № 2, с. 155—166.

134. Топчибашев М. А., Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1965, № 3,
с. 1—5.

135. Топчибашев М. А., Хасмамедов Ф. И. Труды АзНИИэиергетики
им. И. Г. Есьмана, 1967, вып. 17, с. 236—250.

136. Топчибашев М. А., Хасмамедов Ф. И. За технический поогресс, 1967, №5,
с. 10—12.

137. Тройб С. Г. Контроль коэффициента избытка воздуха. Свердловск, Метал-
лургиздат, 1955, 228 с.

138. Трубчатые печи. Труды Гипронефтемаш. 1969. вып. 5(15), с. 312.

139. Трубчатые печи (каталог). Под общей редакцией Ц. А. Бахши. М.,
ЦИНТИхимнефтемаш, 1973, 41 с.

140. Уткин В. И. Скользящие режимы и их применение в системах с перемен-
ной структурой. М., Наука, 1974. 272 с.

141. Фарзане Н. Г. Докт. дисс. Баку, Азйнефтехим им. М. Азизбекова, 1975.
142. Фарзане И. Г., Алиев Р. А., Керимов Д. К. Пневматический регулятор с
переменной структурой. Бюллетень технический информации. Сер. «Энер-
гетика, электротехническая промышленность, автоматика и приборострое-
ние», 1969, № 16.

143. Фарзане Н. Г., Плясов Л. В., Насибов С. Р. Приборы и системы управ-
ления, 1969, № 1, с. 9—ill.

144. Фарзане Н. Г., Илясов Л. В. Зав. лаб., 1969, № 9, с. 1132—1134.

145. Фарзане Н. Г., Илясов Л. В. Газовая пром., 1970, № 8, с. 29—31.

146. Фарзане Н. Г., Илясов Л. В., Насибов С. Р. Автоматизация н контрольно-
измерительные приборы нефтеперерабатывающей и нефтехимической про-
мышленности, 1976, № 2, с. 8—12.

147. Федотов Л. В., Тимошенко Ю. А.— В ки.: Автоматизация энергетики.
Киев, Институт технической информации, 1964, с. 124—128.

148. Фельдбаум А. А. Основы теории оптимальных автоматических систем. М.,
М., Наука, 1966, 624 с.

149. Фельдбаум А. А., Бутковский А. Г. Методы теории автоматического управ-
ления. М., Наука, 1971, 744 с.

150. Халил Аббас оглы. Ученые записки АзИнефтехим им. М. Азизбекова,
серия IX, 1975, № >1, с. 106—110.

151. Хасмамедов Ф. И. Изв. АН Азерб. ССР, Серия физ.-матем. и техн, наук,
1961, № 5, с. 105—116.

152. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1961, № 11, с. 5—11.

153. Хасмамедов Ф. И. Автоматическая установка для очистки сжатого воз-
духа. Сборник научно-технической информации, вып. 1, серия «Энергетиче-
ская и электротехническая промышленность», Баку, АзИНТИ, 1961,
с. 46—50.

154. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1964, № 3, с. 1—5.

155. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1964, № 7, с. 1—4.

156. Хасмамедов Ф. И. Механизация и автоматизация производства, 1964, Л’е 8,
с. 5—7.

157. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1965, № 5, с. 12—14.

158. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1966, № 2, с. 5—8.

159. Хасмамедов Ф. И. Химия и технология топлив и масел, 1966, № 9,
с. 44—48.

160. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1968, № 9, с. 1—3.

161. Хасмамедов Ф. И. Химия и технология топлив и масел, 1968, № 10,
с. 18—21.

162. Хасмамедов Ф. И. — В кн.: Вопросы технической кибернетики. Баку,
Изд-во АН Азерб. ССР, 1969, с. 89—97.

163. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1970, № 4, с. 7—9.

164. Хасмамедов Ф. И. В кн.: Применение инвариантных систем автоматического
управления. М., Наука, 1970, с. 250—260.

165. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1971, № 2, с. 7—9.

166. Хасмамедов Ф. И. — В кн.: Краткое содержание докладов Всесоюзного со-
вещания по автоматизации нефтедобывающей, нефтеперерабатывающей и
нефтехимической промышленности. Баку, Бакинская территориальная груп-
па НКАУ СССР, 1971, с. 87—88.

167. Хасмамедов Ф. И., Халил Аббас оглы, Керимов Д. К За технический про-
цесс, 1971, № 8, с. 1—4.

168. Хасмамедов Ф. И. — В кн.: Теория инвариантности и теория чувствитель-
ности автоматических систем, ч. II, Киев, ИК АН УССР, 1971, с. 404—417.

169. Хасмамедов Ф. И. Ученые записки АзИнефтехим им. М. Азизбекова, 1971,
№ 8, с. 97—100.

170. Хасмамедов Ф. И. Управление процессов горения в трубчатых печах. Те-
матический обзор. М., ЦНИИТЭнефтехим, 1972, 50 с.

171. Хасмамедов Ф. И. Ученые записки АзИнефтехим им. М. Азизбекова, 1972,
№ 3, с. 79—84.

172. Хасмамедов Ф. И., Расулов В. Ф.—В кн.: Рефераты докладов III Всесо-
юзного совещания. Управление многосвязными системами, ч. II. М., ИПУ,
1973, с. 197—198.
173. Хасмамедов Ф. И., Расулов В. Ф. Автоматика, 1974, № 2, с. 13—20.
(Soviet Automatic Control, 1974, № 2).

174. Хасмамедов Ф. И. и др. Ученые записки АзИнефтехим им. М. Азизбекова,
1974, № 3, с. 402—108.

175. Хасмамедов Ф. И., Расулов В. Ф. Применение разработанных оптимальных
регуляторов для систем управления сложными технологическими объекта-
ми с запаздыванием. Техническая информация. Сер. «Энергетика и автома-
тика», Баку, АзНИИНТИ, 1975, № 16.

176. Хасмамедов Ф. И., Гаджиев 3. И. Система автоматического управления,
обеспечивающая заданное значение степени отгона в трубчатых печах. Тех-
ническая информация. Сер. «Энергетика и автоматика», Баку, АзНИИНТИ,
1975, № 18.

177. Хасмамедов Ф. И. За технический прогресс, 1975, № 40, с. 4—10.

178. Хасмамедов Ф. И. Изв. вузов «Нефть и газ», 1975, № 12, с. 85—88.

179. Хасмамедов Ф. И., Исмаилов Д. А. Ученые записки АзИнефтехим.
им. М. Азизбекова, 4975, Ns 6, с. 129—137; 1976, № 1, с. 92—95.

180. Хасмамедов Ф. И. Изв. вузов «Нефть и газ», 1976, Ns 2, с. 85—87; Ns 5,
с. 98.

181. Хасмамедов Ф. И., Гаджиев 3. И. Автоматика, 1976, Ns 5, с. 71—79.
(Soviet Automatic Control, 1976, № 5).

182. Хасмамедов Ф. И. Изв. вузов «Нефть и газ», 1976, Ns 7, с. 71—76.

183. Хасмамедов Ф. И. Ученые записки АзИнефтехим. им. М. Азизбекова, 1976,
№ 7, с. 107—108.

184. Хасмамедов Ф. И. — В кн.: Вопросы нефтяной технической кибернетики.
Баку, АзИнефтехим, 1976, с. 139—144.

185. Хасмамедов Ф. И., Расулов В. Ф. Изв. вузов «Нефть и газ», 1977, Ns 3,
с. 95—100.

186. Хасмамедов Ф. И. Анализ и синтез систем управления технологическим
режимом трубчатых печей и методы их расчета. Тематический обзор. М.,
ЦНИИТЭнефтехим, 1977, 77 с.

187. Хасмамедов Ф. И. В кн.: Тезисы докладов и сообщений ИИС-77, ч. I,
Баку, АзИнефтехим, 1977, с. 145—146.

188. Хасмамедов Ф. И. Изв. вузов «Нефть и газ», 4978, Ns 4, с. 87—95.

189. Хасмамедов Ф. И., Расулов В. Ф. Хим. технол., 1978, Ns 1, с. 46—50.

190. Хасмамедов Ф. И. — В кн.: Вопросы нефтяной технической кибернетики.
Баку, АзИнефтехим, 1978, с. 102—111.

191. Хасмамедов Ф. И., Расулов В. Ф. Химия и технология топлив и масел,
1978, Ns 3, с. 37—40.

192. Хасмамедов Ф. И. Изв. вузов «Нефть и газ», 1978, Ns 5, с. 91—98.

193. Хасмамедов Ф. И. В кн.: Автоматизация управления сложными объектами
(тезисы докладов к конференции). Барнаул, 1978, с. 74—75.

194. Хасмамедов Ф. И. — В кн.: Тезисы докладов IV Всесоюзного совещания
по управлению многосвязными системами. М., ИПУ, 1978, с. 206—207.

195. Хасмамедов Ф. И. Изв. вузов «Нефть и газ», 1978, Ns 12, с. 68—72.

196. Цыпкин Я. 3. В кн.; Теория и применение дискретных автоматических си-
стем. М., Из-во АН СССР, 1960, с. 156—171.

197. Цыпкин Я. 3. Теория релейных систем автоматического регулирования. М.,
Гостехиздат, 1965 , 456 с.

198. Чермак И., Петерка В., Заварка И. Динамика регулируемых систем в теп-
лоэнергетике и химии. Пер. с чешек. М., Мир, 1972, 624 с.

199. Чинаев П. И. Методы анализа и синтеза многомерных автоматических си-
стем. Киев, Техника, 1969, 380 с.

200. Шанский Ф. Системы автоматического регулирования химико-технологиче-
ских процессов. Пер. с англ. М., Химия, 1974, 336 с.

201. Широкий Д. К., Куриленко О. Д. Расчет параметров промышленных си-
стем регулирования. Киев. Техника, 1972. 232 с.

202. Шорников Е. А. Измерительно-вычислительные приборы в теплоэнергетике.
М.—Л. Энергия, 1966, 120 с.

203. Эмирджанов Р. Т. Основы расчета нефтезаводских процессов и аппаратов.
Баку, Азнефтеиздат, 1956, 424 с.
204. Эрриот П. Регулирование производственных процессов. Пер. с англ. М.,
Энергия, 1967, 480 с.

205. Эткер Р. Труды I Международного конгоесса, Мин-во АН СССР. 1961,
т. 1, с. 70—78.

206. Юлиус Ту. Современная теория управления. Пер. с аша. М., Машинис: рое-
ние, 1971, с 472~

207. Янушевский Р. Т. Теория линейных оптимальных многосвязиых систе:.! уп-
равления. М., Наука, 1973, 464 с.

208. Ярослав Котишек, Владимир Род. Трубчатые печи в химической промыш-
ленности. Пер. с чешек. Л., Гостоптехиздат, 1963, 148 с.

209. Control Engineering, 1964, № 8, р. 68—82.

210. Патент № 1343944, кл. 23П, 1962 г. (Франция).

211. Farquhar I. С. Translation of the Society of Instrument Technology, 1954,
№ 1, p. 27—31.

212. Harnfeck A. Imsland T. S. Power Apparatus and Systems, 1958, № 37.

213. Oldenbaurg R. C. Automatic and Manual Control. New York, Academic Press
Inc., 1952, p. 435.

214. Sartorius H. Automatic and Manual Control. New York, Academic Press Inc.,
1952, p. 421.

215. Schwarze G., Sydow A., Dittman H. Messon, Stern, Regehn, 1963, № 8,
S. 319 bis 322.

216. Tomlinson G. H., Sommerville M. 1. J. Electron and Control, 1963, № 15.
предметный указатель

Автоматические системы регулиро-
вания (АСР) 17
каскадно-автономные 39, 42, 54 сл.
каскадно-дифференцирующие 38,
39, 53, 54
каскадно-несвязанные 36, 38 сл.
каскадно-связанные 36 сл., 51 сл.
классификация 33 сл.
критерий выбора типа 57 сл.
переходные процессы 62
расчет одноконтурных 43 сл.
температуры сырья на выходе из
печи 10, 16, 31 сл.

Автономность 54, 55
Алгоритм (ы)
для определения доли отгона
19 сл.

— — к.п.д. печей 108 сл., 116сл.
по балансу тепла обратному
111 сл.

— -----прямому 115 сл.

унифицированные НО сл.
регулятора 82

Баланс тепловой

обратный 111 сл., 425

прямой 115 сл., 132 сл.

Беспламенные печи 13, 15, 16

Боров 11, 150

Вентилятор 11

Воздух

избыток 12, 17, 149 с л., 200 сл.

оптимальный расход 203

первичный и вторичный 160, 161

подача естественная 199

— принудительная '199, 200

подогрев 158, 159

предельно малый избыток 200 сл.

Возмущение внутреннее и внешнее

Время сгорания 11

Вязкость мазута 170, 171

Газоанализатор кислорода 176
Горелки 152, 159 сл.

Горение см. Сгорание

Давление

мазута 170

в печах 152

сырья на входе в печь 18, 19

-----выходе из печи 21

топлива 153

Дифференциатор 53, 54

Длина факела 11

Доля отгона

автоматическое измерение 21 сл.

алгоритм 19 сл.

заданная 33 сл.

метод определения на потоке 18,
19

номограммы 28, 29

управление 40

Дымосос 11

Запаздывание 46, 64 сл.

чистое 75 сл.

Избыток воздуха 12
коэффициент см. Коэффициент из-
бытка воздуха

Излучение 12, 13

Инвариантность 69

Интенсивность смесеобразования 11

Камеры печей 13 сл.

конвекционные см. Конвекцион-
ные камеры печей
радиантные см. Радиантные ка-
меры печей

Кислород
газоанализатор 175, 178
свободный 150, 175

Классификация

камер 13 сл.

печей 13 сл.

систем регулирования автомати-
ческих 33 сл.
Конвекционные камеры печей
беспламенных 15, 16
передача тепла 12, 13
факельных 15

Конвекция 12, 13

Контроль процесса горения 150

Контуры регулирования корректи-
рующий и стабилизирующий
55, 56

Коэффициент

избытка воздуха 149 сл. 17

определение автоматическое
153 сл.

оптимальный 157

предельно малый 200 сл.

устройства для измерения 153 сл.

использования тепла 107

корректирующий, учитывающий
плотность 19 сл.

передачи объекта 46

полезного действия (к. п. д.) см.

К.П.Д.

печей 157, 158

автоматическое измерение по
балансу тепла обратному 125
—---------— прямому 132 сл.

алгоритм для определения

108 сл.

—------по балансу тепла об-

ратному 111 сл.

—------— — — прямому

115 сл.

истинный 185

расчет 43 сл.

технологический 107, 137

топок и печей 106 сл.

автоматическое измерение 108
алгоритмы определения 108 сл.
методы расчета 107
энергетический 107, 137

Критерий

выбора типа АСР 57 сл.

качества 82, 83

топочного процесса 149
оптимальности 82, 83, 106, 184
режима печи 31 сл.

Мазут, вязкость, давление, темпера-
тура 170, 171

Модель прогнозирующая 71 сл.

Настроечные параметры

для объектов различных поряд-
ков 43, 44

оптимальные 45 сл.

расчет 48 сл.

Настроечные параметры

регуляторов промышленных 45 сл.
пропорционально-интеграль-

ных 45

пропорциональных и интеграль-
ных 44

типовых каскадно-связанных АСР
62

Недожог 157

Объект (ы)

коэффициент передачи 46
настроечные параметры 43 сл.
системы стабилизации 95 сл.

Однократное испарение (ОИ) 10

Оптимальность 82, 83, 106, 184

Отбор пробы 176

Ошибка динамическая 45, 46

Параметры

настроечные см. Настроечные па-
раметры

Перевал 31, 32

Передача тепла 12

Переходные процессы 45, 46

качество 97

оптимальные 58

и принцип изменения структуры
73

типовых каскадно-связанных АСР
62

Печи

автоматическое регулирование 16,
17

беспламенные 13, 15, 16

давление 152

с излучающими стенками 13

камеры 12, 13, 15, 16
классификация 13 сл.
конвекционные 9
контрольные точки 10
к. п. д. 106 сл.

нагревательно-реакционные 9, 14
алгоритмы для определения
к.п.д. 108 сл., 116 сл.

нагревательные 9, 14

алгоритмы для определения
к.п.д. 116 сл.

радиантно-конвекционные 9

радиантные 9

разрежение 152, 161, 199

регулирование 17, 55, 56

режим

температурный 29, 30

тепловой 10, 16, 17, 152, 160
технологический 18, 31 сл.

статические характеристики 181
топка 106 сл.

факельные 12, 15
Плотность 19 сл.

Подогрев воздуха 158, 159

Показатели качества 171 сл.

Потери тепла 106

Преобразователь (и)
датчиков масштабный универ-
сальный функциональный
25, 26

показателя Н/С 143 сл.
теплотворной способности низшей
140 сл.

Принцип
изменения структуры 73
инвариантности 69

Пробоотборное устройство кислоро-
домера 176

Процессы переходные см. Переход-
ные процессы

Радиантные камеры печей
беспламенных 15, 16
передача тепла 12
факельных 15

Разрежение

в борове 11, 150

в печи 152, 199
оптимальное 161

Распыливание топлива 11

Расход
воздуха оптимальный 203
топлива 159

Расчет

АСР 43 сл.

к. п. д. 106 сл.

Регулирование печей
контуры 55, 56
системы 16, 17

Регулятор
алгоритм 82
корректирующий 52, 53, 60, 61
настроечные параметры 45 сл.
оптимальный 83 сл.
стабилизирующий 52, 53, 60, 61
экстремальный 192

Режим печи
оптимальный 188 сл.
температурный 29, 30
тепловой 10, 152, 160
управление 16, 17
технологический 18
критерии 31 сл.

Резвика упредитель 66

Самовыравнивание 97 сл.

Сгорание 11

диффузионное 11
кинетическое 11, 12
контроль 150
неполное 12

Сгорание
определение 12
полное 153
системы управления экономич-
ностью 160 сл.

экономичность 12, 149 сл., 157 сл.

Синтезатор 75 сл.

Системы
регулирования 17
— автоматические см. Автомати-
ческие системы регулирова-
ния (АСР)

стабилизации объекта 95 сл.
управления
инвариантные 69
каскадно-автономные 39, 42
каскадно-дифференцирующие
38, 39

каскадно-несвязанные 36, 38 сл.
каскадно-связанные 36 сл.
каскадные 36 сл.

по качественным показателям
171 сл.

оптимальные 189 сл.
оптимизирующие 191 сл.
с переменной структурой
(СПС) 73

самонастраивающиеся 71 сл.
стабилизирующие 190, 191
экономичностью горения 160 сл.
экстремальные 192 сл.

Смесеобразование 11

Смита упредитель 65 сл., 75 сл.

Степень затухания 46 сл.

Температура

мазута 170
перевала 31, 32
сырья на выходе из печи 10, 16,
31 сл.

заданная 33 сл.

Теплотворная способность 139 сл.

Топки печей 106 сл.

Топливо 10, 11, 138 сл.
газообразное 161 сл.
давление 153
жидкое 164 сл.
распыливание 11
расход 159
экономичность 157 сл.

Точки контрольные 10

Тяга 150
естественная и искусственная 11

Управление 36 сл., 69, 71 сл., 171 сл.,
189 с л.

долей отгона на выходе из печи
40

оптимальное 200 сл.
Управление

режимом

тепловым 16, 17

технологическим

экономичностью горения 160 сл.
при жидком топливе 167 сл.

Упредитель

линейный 75 сл.

Резвика 66

Смита 65 сл., 75 сл.

Условие автономности 54, 55

Устройство (а)

аналоговое пневматическое (АПУ)

25, 26

— — коэффициента избытка воз-
духа 153 сл.

-----к.п.д. печей (ВУ к.п.д.)
125 сл.

— компенсации чистого запазды-
вания 75 сл.

Устройство(а)
компенсирующие 41
пробоотборное 176

Факел, длина 11

Факельные печи 12, 15
Форсунки 152, 159 сл.

Характеристики печей статические
181

Шибер И

Экономичность

горения 12, 149 сл., 160 сл.

топлива 157 сл.

Экстремальный регулятор (ЭР) 192
|фАТИК ИСАЕВИЧ ХАСМАМЕДОВ |

АВТОМАТИЗАЦИЯ
УПРАВЛЕНИЯ
ТРУБЧАТЫМИ
ПЕЧАМИ

Редактор Р. М. Степанова

Художник А. Я. Михайлов

Художественный редактор Н. В. Носов
Технический редактор В. В. Лебедева
Корректоры Л. В. Гаврилина, И. Ф. Герасимова

ИБ № 797

Сдано в наб. 20.02.80. Подп. к печ. 28.04.80. Т. 07553.

Формат бумаги 60X90 */16. Бумага тип. № 2.

Гарнитура литературная. Печать высокая. У с л. печ. л. 13,50.

Уч.-изд. л. 14,47. Тираж 2500 экз. Зак. № 151. Цена 1 р.

Изд. № 1639.

Ордена «Знак Почета» издательство «Химия».
107076, Москва, Стромынка, 13.

Московская типография № 11 Союзполиграфпрома при Государственном
комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
113105, Москва, Нагатинская ул., д. 1.