大滞后特性的单元机组

西北工业大学本科毕业设计说明书图4-10是Smith预估控制系统的结构框图。图4-10是Smith预估控制系统的结构框图图中是去掉时滞项后的对象传递函数，是控制器传递函数，是引入的Smith预估补偿器传递函数。为使得闭环特征方程不含时滞，对图4-10所示系统要求满足：（4-23）（4-24）引入预估补偿器后，闭环传递函数为：（4-25） 显然，若满足：（4-26）就能实现式（4-23）的要求。这时闭环特征方程为：（4-27）这相当于把作为被控对象，用的输出作为反馈信号，从而使反馈信号相应提前了一个的时间，所以这种控制结构称为Smith预估补偿控制（简称Smith预估控制）。由于闭环特征方程不含时滞项，所以有可能提高控制器的增益，从而明显改善控制质量。将式（4-26）代入式（4-25）得：（4-28）其中， 表示没有时滞环节时的跟踪控制的闭环传递函数。同样，从图4-10可得定值控制的闭环传递函数是： （4-29）因此，经过预估补偿后闭环特征方程中已消去了项，也就是消除了时滞对控制品质的不利影响。对于跟踪控制系统，由式（4-28）知，控制过程仅在时间上推迟。这样，系统的过渡过程形状与品质和无滞后的完全相同。对于定值控制系统，由式（4-29）知，控制作用要比干扰的影响滞后一个的时间，因此控制的效果不像跟踪控制系统那样好[11]。第五章大滞后特性单元机组的解耦设计5.1单元机组协调控制系统的解耦设计单元机组协调控制系统是一个多变量控制系统。系统的设计是从机炉整体能量平衡的目标出发，通过选择合理的控制信号，采用前馈、反馈、动态补偿等策略，实现机组协调控制目标。对于多变量控制系统，通过变量的配对选择，可以降低各回路之间的耦合。然而若经配对选择仍存在严重的耦合，则需要考虑解耦设计，解耦设计的基本原理在于设置一个补偿网络，用以抵消存在于各回路之间的关联，以使各被调量能实现单变量控制，把多变量控制问题转化为多个单变量控制问题来处理。5.2解耦控制系统设计原理对于多变量控制系统，通过变量的配对选择，可降低各回路间的耦合。然而，若经配对选择仍存在严重的耦合，则需考虑解耦设计，解耦设计的基本原理在于设置一个补偿网络，用以抵消存在于各回路间的关联，以使各被调量能实现单变量控制。5.2.采用串联补偿法解耦的多变量控制系统如图5-1所示。W={Wij}为被控对象的传递矩阵。C={Cij}为解耦网络的传递矩阵。对于C的设图5-1串联补偿结构图计原则，要求使其经解耦后系统的等效对象的传递矩阵WB={Weij}为对角矩阵。即：WC=We(除对角元素不为0，其余都为0)串联补偿法可分为：（1）串联前补偿结构；（2）带调节器的串联前补偿结构；（3）串联后补偿结构。1）串联前补偿结构以双输入双输出系统为例，在被控对象的输入侧串联一个补偿网络，如图5-2所示，这种补偿方式称之为串联前补偿结构。系统的等效对象传递函数表示为：图5-2串联前补偿结构图实现完全解耦的条件为：（5-1）由上式可解出补偿器的传递函数为：（5-2）实现解耦以后系统的等效对象传递函数为：（5-3）在式（5-3）中：（5-4）由此，可以按照单变量系统设计出调节器R11和R22。串联前补偿解耦可以消除定值x扰动时对其它回路被调量的影响，但不能对发生在对象输入侧的扰动u实现解耦。这意味着当出现对象输入扰动时，仍然会对其它回路产生影响，只能由各自调节回路的调节作用去消除。2）带调节器的串联前的补偿结构，这种解耦系统的结构如图5-3所示。图5-3带调节器的串联前的补偿结构图推导补偿环节和的传递函数时，可以先通过简单的框图交换，把系统化为图5-2所示的结构，有：可得完全解耦的串联前补偿器、表达式为式（5-4）：（5-5）进一步可得带调节器的串联前补偿器R12、R21表达式为式(5-6)：（5-6）3）串联后补偿结构在受控对象的输出侧串联一个解耦网络，可实现系统的全解耦。系统结构如图5-4所示。以补偿器的输出C1、C2作为系统的输出，可得到等效对象的传递函数矩阵为：图5-4串联后补偿的结构图由解耦条件可得到补偿器传递函数为：（5-7）应当指出，上述解耦是补偿器输出C1、C2对定值扰动x与内扰u的全解耦。对于实际系统输出和而言，仍将受到内扰u的交叉干扰。对于系统调节器而言，等效为：其中（5-8）5.2.采用反馈补偿法的解耦控制系统框图如图5-5所示。由解耦网络A组成反馈解耦回路，由于调节器输出向量U和扰动向量M具有相同通道。因此，反馈解耦回路不仅能消除各通道间的相互关联，同时还能抑制系统的图5-5反馈补偿控制系统框图内扰，实现对内扰的不变性原理。解耦网络A可等效成串联解耦网络，然后借助串联解耦网络的计算来求出。反馈解耦回路等效成串联解耦网络后，系统框图如图5-6所以不难看出：图5-6反馈解耦系统等效框图由于：则：其中，We—解耦后等效对象传递矩阵。…（5-9）考虑到解耦作用在于消除交叉通道间的关联，因此，可令A的对角元素，I为单位矩阵。由此上述式中：所以根据上述式子不难得出：（5-10）5.2.以上所介绍的几种解耦方法，在理论上具有较好的解耦效果，但实际上，常遇到以下问题：一是所设计的解耦补偿环节，经常是在物理上不可实现的。其二，补偿环节是按被控对象数学模型，根据零-极点对消的原则设计出来的。这不仅使之实现有困难，而且当对象中的参数变化而造成数学模型的改变时，可能造成系统开环不稳定，从而带来控制上的困难。采用和差补偿法解耦，不需采用补偿装置，而是利用对象各通道传递函数的特点，对各通道的传递函数进行加减运算，使等效对象的传递矩阵成为对角矩阵。以下以一个具有两个输入和两个输出的对象为例，如图5-7所示。图5-7和差补偿系统结构图设此对象的传递矩阵为：（5-11）令：由此可得：（5-12）当W12与W22有相似特性，变化方向相同时，选k1可使W12-k1W22=0；当W21与W11有相似特性，变化方向相反时，选k2可使W21+k2W11=0。由此可得：（5-13）则有：（5-14）实现了完全解耦。单向解耦是使经过补偿的等效对象传函矩阵成为一个三角阵，使补偿器的数量减少。以双输入双输出系统为例，如果系统中某一侧扰动对另一侧系统输出的影响较小，可忽略不计，或者受干扰侧控制回路消除干扰的能力较强，就可以考虑采用单向解耦，省去其中的一个补偿器[5]。5.3解耦控制系统的设计与分析本系统的设计可以分为两个步骤。第一，确定系统输入与输出变量的配对关系，构成以机跟炉或炉跟机为基础的系统结构形式。第二，按照机炉对象动态特性，构成不同的简化解耦补偿结构，以消除或消弱在控制变量或给定值扰动时，回路之间的交叉干扰。在此基础上，按照能量平衡的原则，构成各种前馈信号，以提高机组的负荷响应能力。研究对象为330MW单元机组，锅炉为高温、亚临界压力、中间再热、自然循环、单炉膛前后对冲燃烧、燃煤粉汽包锅炉，汽轮机为单轴、三缸、两排汽、再热、凝汽冲动式。则单元机组可简化为一个两个输入两个输出的对象，如图5-8所示。其近似的数学模型为：=给定在70％工况下的数学模型为：其为双变量系统，系统结构为图5-8所示：图5-8被控对象系统结构图可以看出，该双变量系统是耦合的，无论是汽门开度，还是锅炉燃料量B发生扰动，都对相应的耦合被控量产生作用，这在实际控制中是不允许的，即使允许，控制起来也是一件相当困难的事，而且存在振荡，有超调，调节时间长，因此要对其进行解耦。在这里选择串联后补偿单向解耦。系统解耦的等效框图如图5-9所示。其解耦条件为：（5-14）图5-9系统解耦的等效框图因该机组运行特性要求输出功率基本稳定，而运行过程中的主要扰动来自锅炉侧，故只考虑了单向解耦。锅炉侧扰动不致对输出功率产生严重影响，由锅炉控制器消除。其单向解耦的系统方框图可以等效为图5-10所示。图5-10单向解耦系统方框图等效图其中，等效对象的传递函数矩阵，有：==所以有：==5.4调节器的参数整定控制系统的整定是指在控制系统的结构已经确定、控制仪表与控制对象等都处在正常状态的情况下，适当选择调节器的参数()使控制仪表的特性和控制对象的特性配合，从而使控制系统的运行达到最佳状态，取得最好的控制效果。显然，如果控制对象的运行方式不当，或者系统设计方案不合理，测量仪表和调节机构选型不当，安装质量不高等，则无论怎样整定调节器的参数，也不能满足调节质量的标准要求。从理论上看，通过计算来整定调节器的参数是可行的办法。采用各种计算方法，求出闭环系统特征根的分布情况，对振荡频率、静态偏差、动态偏差、控制过程时间等有明确的结论，根据所得结论能够比较在不同的调节规律、不同参数值的情况下过渡过程的品质和实现保证衰减率大于所规定的数值的要求。但问题是计算方法要以控制对象的动态特性为依据，而动态特性测取时含有不精确性，更难以处理的是在工况变动时，对象的动态特性可能发生变化。另外，对控制系统中的一些非线性环节要近似为线性环节，甚至要对调节器本身在计算时也只能看作是线性的理想调节器。由于这些原因，各种计算结果只能是近似的，只宜作参考依据。在热工生产过程中，比较实用的是现场整定方法，即通过现场调试来选择调节器的参数。但是现场整定也要在正确的理论指导下才能有效进行并解决所能发现的问题，若事先不经过任何理论计算和分析，盲目地实践可能会延误时机，甚至带来麻烦。因此，计算还是有必要的。1、临界比例带法临界比例带法又称边界稳定法，其要点是将调节器设置成纯比例作用，将系统投入自动运行并将比例带由大到小改变，直到系统产生等幅振荡为止。这时控制系统处于边界稳定状态，记下此状态下的比例带值，即临界比例带以及振荡周期，然后根据经验公式计算出调节器的各个参数，可以看出临界比例带法无须知道对象的动态特性，直接在闭环系统中进行参数整定。临界比例带的具体步骤是：1）将调节器的积分时间置于最大，即；置微分时间；置比例带于一个较大的值。2）将系统投入闭环运行，待系统稳定后逐渐减小比例带，直到进入等幅振荡状态。一般振荡持续4~5个振幅即可，试验记录曲线。3）根据记录曲线的振荡周期此状态下调节器比例带为，然后按表5-1计算出调节器的各个参数。将计算好的参数值在调节器上设置好，作阶跃响应试验，观察系统调节过程，适当修改调节器的参数，直到调节器过程满意为止。表5-1临界比例带法计算公式（）规律PPIPID ———临界比例带法在实际应用中有一定的局限性，有些生产过程根本不允许产生等幅振荡，如火力发电厂锅炉汽包水位控制；此外，某些惯性较大的单容对象用比例调节器又很不容易产生等幅振荡过程，得不到临界状态下的调节器比例带即振荡周期，则无法应用临界比例带法。2、衰减曲线法衰减曲线法是在总结临界比例带法基础上发展起来的，它是利用比例作用下产生的4:1衰减振荡（）过程时调节器比例带即过程上升时间，据经验公式计算出调节器的各个参数。衰减曲线法的具体步骤是：1）置调节器的积分时间，微分时间，比例带为稍大的值；将系统投入闭环运行。2）在系统处于稳定状态后作阶跃扰动试验，应观察控制过程。如果过渡过程衰减率大于0.75，应逐步减小比例带值，并再次试验，直到过渡过程曲线出现4:1的衰减过程，对于的调节过程也是一样的做上述试验，直到出现10:1的衰减过程。记录下4:1（或10:1）的衰减振荡过程曲线。在曲线上求取时的振荡周期或时的上升时间，按表5-2计算出调节器的各个参数。表5-2衰减曲线法计算公式规律0.75PPIPID — ——规律0.9PPIPID — ——3）按计算结果设置好调节器的各个参数，作阶跃扰动试验，观察调节过程，适当修改调节器参数，到满意为止。与临界比例带法一样，衰减曲线法也是利用了比例作用下的调节过程。从表2-2可以发现，对于，采用比例积分调节规律时相对于采用比例调节规律是引入了积分作用，因此系统的稳定性将下降，仍然能得到的衰减率，就须将放大1.2倍后作为比例积分调节器的比例带值。对于三参数调节规律，由于微分作用的引入提高了系统的稳定性和准确性，因此可将减小至后作为调节器比例带设定值，同时积分时间与无微分作用下相比也适当减小了。3、经验法如果调节系统在运行中经常受到扰动影响，那么要得到闭环系统确切的阶跃响应曲线就很困难，因此临界比例带法和衰减曲线法都不能得到满意的结果。通过长期实践，人们总结了一套参数整定的经验，称之为经验法。经验法可以说是根据经验进行参数试凑的方法，它首先根据经验设置一组调节器参数，然后将系统投入闭环运行，待系统稳定后作阶跃扰动试验，观察调节过程；如果过渡过程不令人满意，则修改调节器参数，再作阶跃扰动试验，观察调节过程；反复上述试验，直到调节过程满意为止。经验法整定具体步骤：1）将调节器的积分时间放到最大，微分时间置于最小。根据经验设置比例带值。将系统投入闭环运行，稳定后做阶跃扰动试验，观察调节过程，若过渡过程有希望的衰减率（）则可，否则改变比例带值，重复上述试验。2）将调节器的积分时间由最大调整到某一值，由于积分时间的引入使系统的稳定性下降，这时应将比例带值适当增大，一般为纯比例作用的1.2倍。做阶跃扰动试验，观察调节过程，修改积分时间重复试验，直到满意为止。3）保持积分时间不变，改变比例带，看调节过程有无改善，若有改善则继续修改比例带，如无改善则反方向修改比例带，直到满意为止。保持比例带不变修改积分时间，同样反复试凑直到满意为止。如此反复试凑，直到有一组合适的积分时间和比例带。4）对于采用三参数的调节器，在进行完上述调整试验后，将微分时间由小到大地调整，观察每次试验过程，在感到满意时便停止。由于使用了单向解耦环节，这样就可近似的把机组协调控制系统作为锅炉和汽机两个独立的调节系统进行整定。机炉控制器分别为和。传递函数的表达式为：（5-15）（5-16）采用经验法多次对两个PI调节器的参数进行整定，得到：G1的调节器参数为：，G2的调节器参数为：，第六章大滞后特性单元机组协调控制系统MATLAB仿真6.1大滞后特性系统MATLAB仿真对70%工况下的数学模型进行仿真，其结构图如图6-1所示。图6-1史密斯预估器控制的系统Simulink结构图1、当功率给定值与主汽压给定值同时给予阶跃信号时，功率N的输出曲线如图6-2所示。图6-2当与同时给予阶跃信号时功率的输出曲线当功率给定值与主汽压给定值同时给予阶跃信号时，功率在经过了100s延迟后开始迅速上升，大约经过290s的调节时间后功率达到稳定值。Smith预估环节预先估计出了过程的基本动态特性，并进行了补偿控制，减小了超调量并且加速了调节过程，基本达到了控制目的。2、当功率给定值与主汽压给定值同时给予阶跃信号时，主汽压P的输出曲线如图6-3所示。图6-3当与同时给予阶跃信号时主汽压的输出曲线在汽机控制量的作用下，输出量P是一个快速的惯性过程，而在锅炉控制量B的作用下P是一个慢速的惯性过程，从图可以看到，主汽压力由于阀门开度的增大而突然下降，但是大约30s后燃料量开始起作用，锅炉蓄能引起压力的回升并经过大约550s调节时间逐渐达到稳定状态，基本达到了控制目的。3、当只有功率给定值给予阶跃信号时，功率N的输出曲线如图6-4所示。图6-4当只有给予阶跃信号时功率的输出曲线当只有功率给定值给予阶跃信号时，在Smith预估器的调节作用下在经过100s延迟后，利用蓄热使功率有个迅速的增加，经过300s后达到稳定值。从仿真曲线可以看出Smith预估器可以消除大延迟对系统过渡过程的影响，使调节过程的品质与过程无延迟环节时的情况一样，只是在时间坐标上向后推迟了一个时间，而且改善了控制质量，加快了调节的快速性。4、当只有功率给定值给予阶跃信号时，主汽压P的输出曲线如图6-5所示。图6-5当只有给予阶跃信号时主汽压的输出曲线当只有功率给定值给予阶跃信号时，机组由于阀门开度的增加，引起压力的降低，大约50s后利用锅炉蓄热作用使压力开始回升，经过600s达到稳定。5、当只有主汽压给定值给予阶跃信号时，功率N的输出曲线如图6-6所示。图6-6当只有给予阶跃信号时功率的输出曲线气压定值扰动时，机组输出功率N的波动并不明显，体现本设计的单向解耦控制特性。6、当只有主汽压给定值给予阶跃信号时，主汽压P的输出曲线如图6-7所示。图6-7当只有给予阶跃信号时主汽压的输出曲线当主汽压给定值给予阶跃信号时，只有燃料量作用时，在Smith预估器的作用下，压力在延迟了10s后开始突然增加，在经过480s左右的时间后达到稳定，基本达到控制效果，但是有较大的超调。结论本文从汽机、锅炉的特性入手并结合实际运行中的问题，对影响单元机组协调系统控制效果的因素进行了分析，研究了如何能够妥善处理机组负荷适应性与运行稳定性的矛盾，尽可能提高机组负荷响应速率，缩短负荷响应滞后时间；如何减小系统的动静态偏差，提高系统运行的稳定性以及提高对不确定性扰动因素适应性的具体措施手段。本设计的出发点是采用在控制回路中增加Smith预估控制器来提高现有协调控制系统的控制水平，并且尽量结合现有的控制条件，以达到对控制水平的提高。设计在PI参数的整定过程中，参阅了大量的中外文献，对参数整定的各种方法进行了深入细致的对比研究，考虑到单元机组的实际运行情况，选择了工程整定方法中的经验法。通过反复不断的修改调节器参数，分析输出的仿真曲线，最终整定出了一组最佳参数。Smith预估环节预先估计出了过程的基本动态特性，并进行了补偿控制，减小了超调量并且加速了调节过程。使得各输出量都能够较好的跟随给定值，而且保证了高品质、高精度的控制质量。参考文献[1]章德龙.单元机组集控运行.北京.中国电力出版社.1993.[2]刘吉臻.协调控制与给水全程控制.北京.中国电力出版社.1995：1-78[3]李遵基.热工自动控制系统.北京.中国电力出版社.1997：181-205[4]张玉铎.王满稼.热工自动控制系统.北京.水利电力出版社.1985:1-41[5]刘晨辉.多变量过程控制解耦理论.北京.水利电力出版社.1984.[6]范从振.锅炉原理及运行.北京.水利电力出版社.1986.[7]康松.汽轮机原理及运行.北京.中国电力出版社.1986.[8]陈来九.热工过程自适应控制系统的设计.北京.水利电力出版社.1986.[9]张奕英，孙万云.火电厂过程控制.北京.中国电力出版社.2000.[10]曾德良，刘吉臻.单元机组智能协调控制系统的发展和应用.电力情报.1998.[11]刘明兰等.具有新结构的Smith预估器及其应用.信息与控制.1994：49～52[12]梁春燕，谢剑英.大纯滞后系统的自适应补偿控制.控制理论与应用.2001：176～180[13]胡燕，林文孚.单元机组自动控制技术.北京.中国电力出版社.2003：182～225[14]罗万金.电厂热工过程自动调节.北京.水力水电出版社.1990[15]Tian,Y.C.,F.R.Gao.ControlofIntergratorProcesseswithDominantTimeDelay.Ind.Eng.Chem.Res.1999：2979～2983[16]F.P.deMello.BoilerModelsforSystemDynamicPerformanceStudies.IEEETransonPowerSytem.1991.[17]CheresE.SmallandmediumsizedrumboilermodelssuitableforlongtermdynamicresponseIEEETransactiononEnergyConversion.1990：15～31[18]ChenMS.DillonWE.Powersystemmodeling.ProceedingsoftheIEEE.1978.[19]NormanA.Anderson.Instrumentationforprocessmeasurementandcontrol.ThirdeditionpublishedinRadnor.PennsylvanianUSA.1989：12～28[20]Thaler.G.J.Designoffeedbacksystems.Colifornia.navalpostgraduateschoolMonterrey.1980:1～15[21]Tou.J.T.Controltheory.NewYork.Mcgraw-hill.1984.[22]SimonFabriandVisakanKadirkamanathan.Dualadaptivecontrolofnonlinearstochasticsystemsusingneauralnetworks[J].Automatica,1998,34(2):245～253谢辞尊敬的各位老师：首先感谢各位任课老师，四年来是你们的孜孜教诲丰富了我的知识，使我在作这篇毕业设计时有了丰富的知识底蕴，为论文的顺利完成奠定了坚实的基础；你们的言传身教让我受益终生。非常感谢席东民老师在这篇论文的设计过程中所给予的指导。席东民老师为我提供了大量的参考资料，并在论文的设计方法，论文的格式、内容与排版等方面都提出了宝贵的意见，为论文的完成提供了必不可少的帮助，充分显示了一名教师的敬业精神，为我今后的工作、生活树立了行为典范。在此，再一次对席东民老师表示深深的敬意和感谢。最后，感谢评审组的各位老师，感谢您们在百忙之中，抽出宝贵的时间，来评审我的毕业设计，欢迎您们提出宝贵的意见，谢谢！目录引言 1第一章单元机组协调控制系统概述 21.1单元机组协调控制的发展 21.2单元机组协调控制系统的概念 21.3单元机组协调控制系统的功能与任务 31.4单元机组协调控制系统的特点 4第二章单元机组动态特性及运行方式 62.1单元机组动态数学模型的分析 62.2机炉动态特性的基本特征 82.3控制系统对模型精度的要求 82.4单元机组的运行方式 82.4.1滑压运行方式 92.4.2定压运行 92.4.3联合运行方式 122.4.4调频运行方式 12第三章单元机组协调控制系统的构成原理 133.1概述 133.2间接能量平衡协调控制系统 133.2.1补偿锅炉侧扰动的机跟炉协调系统 133.2.2补偿汽机侧扰动的机跟炉协调系统 143.2.3补偿锅炉侧扰动的炉跟机协调系统 153.2.4补偿汽机侧扰动的炉跟机协调系统 153.2.5实现双向补偿的炉跟机协调系统 163.2.6实现双向补偿的机跟炉协调系统 173.3直接能量平衡协调控制系统 18第四章S