今日頭條
官方微信
官方抖音
案例頻道
1 燃料油控制回路簡介
安慶分公司I套常減壓裝置常壓加熱爐（F101）設計熱負荷為36 572kW，是原油加熱升溫蒸餾的主要設備，使用燃料是燃料油（減壓渣油）和燃料氣，其中燃料油作為主要燃料，燃料氣作為平衡手段來使用，燃料氣又分高瓦和低瓦（加氫PSA尾氣）。采用被加熱介質（初底油）出口溫度同燃料油流量的串級控制方案。其中主變量―被加熱介質出口溫度是工藝控制指標，燃料油流量是穩定主變量而引入的輔助被控變量；高瓦采用流量單回路控制；PSA尾氣直接引入常壓爐火嘴，沒有測量和控制回路，如圖1所示。
2 工作過程
燃料油流量發生波動，干擾作用于副環，開始階段因爐膛容積較大，故被加熱介質出口溫度暫不變化，主調節器因檢測不到過程PV值的變化而輸出不變；但流量調節器因過程量改變輸出一調節信號至閥來克服燃料油量的波動，迫使燃油量逐漸向原給定方向靠近，故此階段完全等同于單回路調節。雖然流量的干擾經副環得到了初期和主要的克服，但不可能得到完全解決，一定時間后，燃料油變化通過溫度對象漸漸影響介質出口溫度，這樣主調節器必然進入調整狀態，通過改變副調節器的給定，副調在PV和SV值的同時變化中克服燃油波動的作用更加迅速和強大，最終使出口溫度回至起初的設定上。
被加熱介質流量、介質熱焓及燃料氣壓力和流量的波動、空氣流量和溫度、濕度、火嘴物理性能等發生變化，當這些干擾進入主回路中，使爐出口溫度受干擾影響而變化，這樣，溫度調節器就因偏差e1≠0而產生輸出變化量來克服干擾作用對被控變量的影響，繼而使流量調節器的偏差e2不為零，產生控制輸出來改變閥開度，調節的最終目的使溫度回至給定值。無論干擾進入主回路還是副回路，控制的手段都是通過閥的調節作用來主動實施反干擾。
當主、副回路同時受到干擾作用時，即燃料油流量和溫度都發生變化，若被加熱介質流量增加，而燃油量減小，這時主調節器輸出增大，兩者產生給流量調節器的輸入偏差同向，使閥門開度有較大的增加；若燃料氣量減小，而燃料油量增加，這時溫度調節器輸出使副環SV增加，而因燃油量增大副調節器PV增加，這時調節器則根據總的偏差正負來決定輸出是增大還是減小閥門的開度；若兩者過程變量都增加，則溫度調節器（反作用，閥選風開）輸出減小，加之流量調節器過程PV值增加，使控制作用迭加后閥開度大為減小，較大幅度地克服干擾對過程的影響。
3 回路系統的干擾因素
主回路干擾有被加熱介質流量、熱焓、高低壓瓦斯氣壓力、流量波動、爐膛壓力以及空氣流量和溫度、火嘴物理性能、霧化蒸汽等變化；
副回路有燃料油壓力、熱值、組分變化等干擾。以下就主要干擾環節進行分析。
3.1 爐膛容積大，溫度反應滯后
常壓爐在2003年裝置400萬噸改造中采用了雙輻射室和雙對流室，爐膛容積增大，東西爐膛18個火嘴只有一個燃燒油（FV108）和一個高瓦（FV111）調節閥，爐出口溫度是東西輻射室初底油出口混合溫度（TE104），當火嘴燃燒或分支進料發生變化時，爐總出口溫度反應通常比較滯后。通過調節閥來調節燃料油或高瓦流量時，存在著在同時調節東、西燃料室內火嘴燃燒，這樣在保持爐出口溫度一定的情況下，東、西輻射室四路分支溫度不可避免出現了偏差。
3.2 燃料氣壓力、組分等波動大
分公司生產裝置中，I常兩臺加熱爐還承擔著平衡整個干氣管網壓力的作用，當系統用量或管網壓力發生變化時，需要經常對高瓦火嘴燃燒量進行調整，即增點或熄滅火嘴。雖然常爐設有高瓦流量單回路調節，但是為了減少系統壓力波動對常壓爐的影響，FV111平時用手動調節。
為減少環境污染，降低裝置能耗，分公司要求I常回收使用加氫PSA尾氣。加氫裝置每小時產生PSA尾氣總量在4 000～5 000Nm3/h左右，除加氫裝置加熱爐自身燃燒消化2 500～3 000Nm3/h外，正常狀態下均送至I常，供常爐和減爐燃燒。其中常壓爐用量約占2/3以上。PSA尾氣來量大但壓力較低，壓力波動較大（0.015MPa～0.045Mpa）。由于沒有中間緩沖罐，其壓力變化對加熱爐操作影響很大，裝置處理量偏低時，影響更是明顯，時常造成常爐輻射室分支出口溫度波動3～4℃左右。
3.3 燃料油壓力波動大
I常燃料油主要來自于減壓塔底，受液面指示滯后（減底液面計為浮球，反應時間偏大）和渣油出裝置的影響，燃料油系統壓力一直不夠穩定。渣油出裝置流量完全依靠手動操作，在手動提降量時，燃料油壓控反應強烈。常常因為調節不及時，造成爐出口溫度出現大的波動。
3.4 燃料油調節閥選型偏大
常壓爐燃料油流量調節閥（FV108）通徑為DN25，選型偏大。由于大量使用PSA尾氣，正常生產中常壓爐燃料油實際消耗量在1.0~1.5t/h，接近FT108測量孔板的下限，加之在用油嘴數量少，火嘴燃料油需截流。燃料油調節閥（FV108）閥前、閥后壓差很小，在串級控制過程中時常出現調節閥過分截流引起在用火嘴燃燒工況變差或熄滅、漏油。
4 解決方案
加熱爐平穩操作是整個常減壓裝置生產正常運行的必要保證。出口溫度是加熱爐工藝生產的主要控制指標，是串級調節中起主導作用的被控參數；副參數是影響主參數的主要變量，能被定為副參數的變量較多，副參數選擇要根據對主參數影響程度來確定。由于改造后的常壓爐熱負荷大、爐膛容積大、系統干擾因素多、調節控制難度大，故以常爐作為研究對象，并根據以上存在的問題，提出改變副變量法和前饋補償法解決措施。
4.1 改變副變量
目前常壓爐系統控制回路的副變量采用燃料油流量，將燃料油壓力作主要干擾因素，方案上同閥后壓力控制類似，副回路控制通道短、時間常數小，這樣對燃料油壓力等引起的流量變化控制作用及時。
根據串級控制回路副環自身的特點，副回路應包含對主變量影響最嚴重、最頻繁、較可能多的干擾。當燃料油壓力不成為主要干擾時，若副變量選用爐膛溫度，則能將燃料油流量、組分、熱值及火嘴物理性能等干擾納入副環。根據常爐的結構特點，爐膛溫度取值方案有多種，以下提出幾種方法：
(1) 兩點平均法
常壓爐有4支爐膛熱偶，如圖2所示。從東、西爐膛溫度中各選出工況好或靈敏度高的一點平均處理后作副參數。
圖2 常壓爐膛火嘴和熱偶分布圖
這種方法實現簡單，但當火嘴工況不同、火嘴不全點火或不對稱點火、管壁熱偶表面積灰、火嘴燃燒工況不佳（火焰 爐管）等情況下，熱偶所測溫度存在差異，有時差異還相當大，故這種取值方法存有不足。
(2) 四點平均法
考慮燃燒火嘴物理分布不均勻因素，近似地取4點測量的算術平均值作過程變量，實現串級控制，定義4點平均值點為TIC123，如圖3所示。
圖3 出口溫度―爐膛溫度串級控制回路
使用上列方法要求四路進料流量近似等同，否則平均值法不能真實反映爐膛的實際溫度，那么有無更完善的取值方法呢？以下提出加權計算方法。
(3) 加權法
同樣，定義計算后的溫度點也為TIC123，取值為：
TIC123=(G104×TI117+G105×TI115+G106×TI118+G107×TI116)/(G104+G105+G106+G107)
式中，TI115-118：各分支爐膛溫度；G104-107：FIC104-107常爐四路進料流量。
加權處理方法對四路進料差異有一定克服作用，尤其是流量差距大、火嘴不對稱或不均分布時，與平均方法的差異較大。
加權計算后，爐出口溫度TIC104和計算的爐膛溫度TIC123組成串控回路。
4.2 前饋補償法
當燃料油壓力波動成為主要干擾時，副變量采用爐膛溫度，則副對象滯后較大。采用燃油流量時，由于高、低壓瓦斯干擾在副回路之外，須通過補償方法來克服干擾。
氣相瓦斯相對燃料油其熱值較低，I常加熱爐系統使用的瓦斯氣作為工藝調節手段來使用，燃料氣存在可測、不可控、在干擾中對被控變量的影響較其它參數顯著，故具有作前饋補償的條件。正常生產中將燃料氣回路置于“手動”。實際中管網燃料氣有波動，因爐體容積大，對象時間常數大，受到干擾后，表現不很明顯。同時主調節參數是溫度變量，對象存在容量滯后，慣性大，造成過程調節緩慢。
燃料氣前饋補償的方塊圖如圖4所示。
圖4 燃料氣前饋―串級控制方塊圖
圖中Q=Q1+Q2，Q1、Q2分別為高壓、低壓瓦斯的前饋輸入。
令反饋副環回路傳遞函數
(1)
則前饋―串級控制閉環傳遞函數為：
(2)
應用不變性條件
Y1(s)≠０，Y(s)≡０代入(2)式中，導出下列
(3)
(4)
當副回路工作頻率遠高于主回路工作頻率時，(1)式中的Ｋ≈１
于是由(4)式得出：
Gff(s)≈－Gpd(s) (5)
利用前饋加串級控制方法，干擾通道對過程的影響正好與前饋補償和對象調節通道的乘積相抵消。只要前饋函數設置合理，實現近似完全補償是可行的。
帶有前饋補償控制回路的控制器輸出為前饋作用和反饋作用的迭加，是按干擾進行補償和偏差調節的結合。前饋補償力求在任何時刻均實現對擾動影響的補償，使高、低瓦斯對被調量的影響大大降低。對燃料氣施行前饋補償，使控制作用和干擾作用對被控參數的影響大小相等，方向相反。
目前引入常壓爐的高瓦氣為單回路調節，低瓦流量用現場閥門調整，DCS沒有指示。為便于實現此種方案，新增低瓦檢測點為FT112。
常壓爐引入前饋控制流程圖如圖5所示。
Gd1、Gd2為前饋補償器，可通過在用PROVOX系統內部儀表“AI POINT”點來實現，內有開方、濾波、作用方向、
圖5 爐燃料氣前饋―串級控制流程
P/T補償等；若只考慮低瓦變量的干擾，也可在回路點前饋連接中指定開方、濾波、作用方向、P/T補償等選項；Σ功能可由系統FST程序來完成。
在燃料氣成主要干擾時，利用前饋補償，使閥體動作迅速及時，加法器輸出為：
P=C1Pc±(C2Pf1+C3Pf2)+Co (6)
式中，Pc：主調節器輸出；Pf1、Pf2：高、低壓瓦斯流量；C1、C2、C3：系數；Co：偏置。
因溫度調節器為反作用，故C2、C3取負，數值上為前饋靜態補償系數，現場湊試時，在燃料氣流量干擾下，調整至爐出口溫度基本不變為止。
Co為偏置值，正常負荷下，Co與C2Pf1+C3Pf2恰好抵消；C1一般取1。
靜態前饋補償實施起來比動態方式簡單得多，只需對主要擾動進行補償，其它干擾因素由反饋給予修正。前饋補償在生產中能得到實際的應用。當燃料氣成為主要干擾時，利用靜態前饋加串級控制實現對爐出口的自動調節較為合理。
5 方案的比較與選擇
選用瓦斯氣補償方案，雖能將最主要參數―燃料油流量波動進入副環，加速控制頻率；但I常燃料油是減壓塔底流出產品，當燃料油管網壓力較穩定，流量波動較小時，沒有發揮出副環克服干擾強的特點，由于高、低壓瓦斯氣波動及燃料油和瓦斯組分、熱值改變等干擾在副環之外，副環無法克服，使主、副對象的時間常數比過大，副回路優點削弱了。使用前饋補償還需增加低瓦氣流量檢測點，增加DCS輸入通道。在建立能量平衡關系求出補償作用的大小后，還須現場進行調試，過程實現較復雜。
將副變量改為爐膛溫度，討論中的兩點平均法、四點平均法及加權法三種取點方案。理論上加權法較前兩種取點顯得合理，表1是選取不同時期、不同工況下50組數據中四點平均值與加權法相差最大的5組。
溫差的絕對值在0.724℃以內，而TI115-118量程為0～1000℃，兩者相差較小。
比較兩種方法后可以看出，兩種取值方法非常接近。原因是四路流量差異較小且火嘴點火對稱。前面說過，加權法能較好克服點火不對稱問題，但計算處理量是平均法的3～5倍，兩者比較后，認為可以選擇平均值取點法。
表1 四點平均值與加權取值比較
選用爐膛溫度作副參數，特點是實現比較容易，無須新增測點，雖然副環包含干擾較多，副變量位置相對燃油流量作副變量時更靠近主變量，火嘴等引起的不確定因素都落入副環。副回路控制通道加長，時間常數較大，但能將多數的、主要和無法檢測的干擾變量納入副環，而被加熱介質流量波動、組分變化等干擾由主環克服，使主、副對象的時間常數比趨于合理。
綜上所述，副參數應選用爐膛溫度。
6 結語
將燃料氣作前饋與出口溫度、燃料油反饋回路結合使用，構成前饋―反饋調節回路，是對出口溫度―燃料油串級控制方案的完善，既發揮前饋及時校正作用，又保持反饋調節回路克服多擾動并對被控變量的調節進行最終檢驗的優點。由于I常燃料油流量生產中控制嚴格，波動較小，故使用爐膛溫度作副變量比使用燃料油作副變量串級控制方案更顯合理。
需要指出，因被加熱介質流量控制較穩定，文中未涉及對其流量干擾的討論。
參數整定上，爐膛溫度作副變量時，因系統對副變量的要求并不高，副調節器放大倍數又較大，校正作用強，余差較小，故副調節器可采用純比例作用。為確保爐出口介質溫度控制指標以及克服對容量滯后，主調節器需設置PID控制。積分作用能消除余差，使穩態值為零；爐容積大，爐膛存在容量滯后，溫度在干擾影響下變化不明顯，利用微分的超前作用，可以有效克服干擾，提高控制品質。
此外，工藝人員在操作過程中要注意控制好燃料油、燃料氣系統壓力，保持常壓爐分支進料均勻穩定，加強對現場“三門一板”和進爐空氣量的調整，做到多嘴、短焰、齊火苗，才能有效保證常壓爐始終處在良好的操作工況下運行。
由于水平有限，加之對設備和控制過程深度的了解不夠，難免出現各種錯誤，望給予指正。
北京市公安局海淀分局備案號：11010802023656號