目录第1章绘制控制工艺流程图 (1)1.1工艺生产过程简介 (1)1.2加热炉的基本控制 (1)1.3加热炉的单回路控制方案 (4)第2章节流装置的计算方法和计算机辅助设计计算 (6)2.1GB/T2624-93概述 (6)2.2计算实例 (6)第3章调节阀口径计算 (11)3.1调节阀的选型 (11)3.2调节阀口径计算 (11)3.3计算实例 (12)第4章结论与体会 (14)参考文献 (15)附录 (16)第1章绘制控制工艺流程图1.1工艺生产过程简介在炼油化工生产中常见的加热炉是管式加热炉。

其形式可分为箱式、立式和圆筒炉三大类。

对于加热炉，工艺介质受热升温或同时进行汽化，其温度的高低会直接影响后一工序的操作工况和产品质量。

当炉子温度过高时，会使物料在加热炉内分解，甚至造成结焦而烧坏炉管。

加热炉的平稳操作可以延长炉管使用寿命。

因此，加热炉出口温度必须严加控制。

加热炉是传统设备的一种，同样具有热量传递过程。

热量通过金属管壁传给工艺介质，因此它们同样符合导热与对流传热的基本规律。

但加热炉属于火力加热设备，首先由燃料的燃烧产生炽热的火焰和高温的气流，主要通过辐射传热将热量传给管壁，然后由管壁传给工艺介质，工艺介质在辐射室获得的热量约占总热负荷的70%~80%，而在对流段获得的热量约占热负荷的20%~30%。

因此加热炉的传热过程比较复杂，想从理论上获取对象特性是很困难的。

加热炉的对象特征一般基于定性分析和实验测试获得。

从定性角度出发，可以看出其传热过程为：炉膛炽热火焰辐射给炉管，经热传导、对流传热给工艺介质。

所以与一般传热对象一样，具有较大的时间常数和纯滞后时间。

特别是炉膛，它具有较大的热容量，故滞后更为显著，因此加热炉属于一种多容量的被控对象。

根据若干实验测试，并做了一些简化，可以用一介环节加纯滞后来近似，其时间常熟和纯滞后时间与炉膛容量大小及工艺介质停留时间有关。

炉膛容量大，停留时间长，则时间常数和纯滞后时间大，反之亦然。

1.2加热炉的基本控制加热炉进料一般分为几个支路。

常规的控制方法是：在各支路上安装各自的流量变送器和控制阀，而用炉出口总管温度来调节炉用燃料量。

这样的调节方法根本没有考虑支管温度均衡的控制，支管温度均衡的控制由操作工凭经验根据分支温差来调节分支流量差。

这种人为操作显然无法实现稳定的均衡控制，往往是各支管流量较均衡，而分支温度有相当大的差异，某一炉管因局部过热而结焦的可能性很大。

为了改善和克服这种情况，需要采用支路均衡控制方法。

近年来出现的差动式平衡控制、解藕控制以及多变量预测控制等方法能够收取一定的效果。

其中差动式方法不仅效果不错，而且实现简单，操作简便，对于长期运行有一定的优势。

另外，针对系统的非线性、强耦合特性，模糊控制等智能控制方法也能实现较好的控制。

加热炉出口总管温度是加热炉环节最为重要的参数，出口温度的稳定对于后续工艺的生产稳定、操作平稳甚至提高收率至关重要。

最简单的控制方法就是采用单回路的反馈控制。

单回路反馈控制简单实用，有它的使用价值。

但该方法没有考虑燃料量变化的影响，所以出口温度不容易稳定，在一定程度上也会造成燃料的浪费。

在简单反馈控制方案的基础上，加入燃料量控制回路，就可以构成加热炉的串级控制系统。

这种控制方案也比较简单，效果比简单控制的效果要好一些，但因为没有考虑原油进料量的波动，所以出口温度仍不容易稳定，另外没有考虑空气量与燃料量之间的配比控制，燃烧也不能达到较为理想的状态，这也是出口总管温度不容易稳定的一个原因。

串级控制系统也可以引入炉膛温度的控制回路来构成：出口温度控制器的输出作为炉膛温度的设定值，炉膛温度控制器的输出作为燃料量的给定值，燃料量控制器再去控制调节阀。

这种串级控制利用炉膛温度的重要信息，有利于克服某些装置燃料压力的波动，但反过来对炉膛温度测量的准确性要求较高。

在串级控制的基础上，再引入原油进料前馈，可以构成静态前馈控制或动态前馈控制。

采用原油进料前馈控制后，在原油进料流量有变化时，控制系统能很快使燃料流量发生相应的变化，从而得到补偿，使进料流量波动对出口温度的影响较小。

国内大多数的炼油厂目前均采用以上几种方法进行出口总管温度控制，其中简单的串级控制应用较多，控制多采用经典的PID控制器。

实际上，由于系统的大时延、非线性以及时变特性，PID控制很难取得理想的控制效果，采用先进控制如目前在工业过程中应用最广泛的预测控制成为改善控制品质的必要手段。

加热炉燃烧控制的任务是提高加热炉的热效率，以达到节能增效的目的。

由于加热炉是蒸馏装置中耗能最大的环节，能耗占整个装置的70%以上，因此加热炉热效率的提高对于整个蒸馏装置的节能具有决定性的意义。

常规的控制系统中，加热炉出口温度、炉膛负压、烟气氧含量等变量是独立的、互不关联的，而实际上各变量之间相互影响。

一般可以采用前馈加反馈的控制方法。

一般情况下，采用燃烧优化控制后能显著的提高加热炉的热效率。

控制任务概述：1.保持加热炉的出口温度在规定的范围内2. 控制炉膛压力在规定的范围内3. 控制烟气含氧量在设定值附近波动其中：保持出口温度是为了保证产品的质量合格；后两个控制任务是为了保证加热炉的安全、平稳、高效运行，当加热炉运行平稳后，也有利于产品质量的保证。

加热炉炉膛压力是实现加热炉自动控制的一个重要的参数。

炉膛压力过高时，炉膛向外喷火，不仅使大量有效热量散失，增加炉子的燃料消耗，而且也易烧坏炉子的钢结构，降低炉子的使用寿命，同时还会导致劳动环境的恶化，危及操作人员的安全；炉压过低时，会吸入大量的冷风，漏风热损失和排烟热损失加大，引风机电耗增加。

因此，必须将炉压控制在规定的范围内，在加热炉最佳燃烧控制系统的基础上，炉膛压力控制是可以通过控制引风机变频器开度来实现，炉压的检测采用微差压变送器。

烟气含氧量的大小能反映出加热炉的燃烧情况，含氧量不足时，燃料燃烧不充分，造成大量的化学能损失，并且烟气中含有大量的CO，对环境造成了危害；含氧量过大时，过剩空气过多，烟气要带走大量的热量，造成排烟热损失，并且空气中的N2在高温下与O2 发生化学反映生成NO X，也对环境造成污染。

因此控制烟气含氧量不仅可以提高加热炉的热效率，更有环保作用。

炉膛压力控制方案：炉膛压力主要与进风量和引风量直接相关，同时也受到加热炉燃烧状况以及燃料油、燃料气比例的影响，不同的燃料下，燃烧后的产物会不同，对炉膛压力的影响也就不一样，但这些影响因素处于次要地位可以不加考虑，采用单变量控制加上送风量前馈调引风来进行控制，控制图如图1-1。

为了避免引风机变频器动作过大，需要对控制量进行如下限制：(1)引风机负荷不可扩大，限制引风机变频器的开度(2)由于变频器有保护电路，如果一次动作过大，会导致断电保护，因此限制变频器开度的每次变化量。

图1-1 炉膛压力控制系统框图烟气含氧量控制方案：烟气含氧量是标志燃烧状况的重要参数。

炉膛温度、燃料量，甚至燃烧油与燃料气的比例对烟气含氧量有直接的影响，控制图如图1-2所示，该控制方案根据燃料量的变化对进风量做补偿，能够快速响应系统因负荷突然变化而引起的燃料变化，不会出现燃料因负荷突变而变化燃烧状况却因进风量反应过慢而恶化的现象。

与引风机变频器类似，对于鼓风机的变频器的动作也有如下限制：(1)鼓风机的负荷不可过大，限制鼓风机变频器的开度。

(2)限制变频器开度的每次变化量。

图1-2 烟气含氧量控制系统框图1.3加热炉的单回路控制方案加热炉的最主要控制指标往往是工艺介质的出口温度。

对于不少加热炉来说，温度控制指标要求相当严格，例如允许波动范围为±（1～2）℃。

影响路出口温度的扰动因素有：工艺介质进料的流量、温度、组分，燃料方面有燃料油的压力、成分、燃料油的雾化情况，空气过量情况，喷嘴的阻力，烟囱抽力等。

在这些扰动因素中有的是可控的，有的是不可控的。

问了保证炉出口稳定，对扰动应采取必要的措施。

图1-3为某一燃油加热炉控制系统示意图，其主要的控制系统是以炉出口温度为控制变量、燃料油流量为操纵变量组成的单回路控制系统。

其他辅助控制系统有：(1)进入加热炉工艺介质的流量控制系统，如图FC控制系统。

(2)燃料油总压控制，总压控制一般调回油量，如入P1C控制系统。

图1-3 加热炉控制系统示意图采用雾化蒸汽压力控制系统后，在燃料压力变化不大的情况下是可以满足雾化要求的，目前炼厂中大多数采用这种方案。

假如燃料油压力变化较大时，单采用雾化蒸汽压力控制就不能保证燃料油得到良好的雾化，可以根据燃料油阀后压力与雾化蒸汽压力之差来调节雾化蒸汽，还可以采用燃料油阀后压力与雾化蒸汽压力比值控制。

但只能保持近似的流量比，还应注意经常保持喷嘴、管道、节流件等通道的畅通，以免喷嘴堵塞及管道局部阻力发生变化，引起控制系统的误动作。

此外，也可以采用二者流量的比值控制，则能克服上述缺点，但所用仪表多且重油流量测量困难。

采用单回路控制系统往往很难满足工艺满足，因为加热炉需要将工艺介质从几十度升温到数百度，其热负荷很大。

当燃料油的压力或热值有波动时，就会引起炉出口温度的显著变化。

采用单回路控制时，当加热量改变后，由于传递滞后和测量滞后较大，控制作用不及时，而使炉口温度波动较大，满足不了工艺生产要求。

因此单回路控制系统仅适用于对炉出口温度要求不十分严格；其外来扰动缓慢而较小，且不频繁；炉膛容量较小，即滞后不大。

第2章 节流装置的计算方法和计算机辅助设计计算2.1 GB/T2624-93概述GB/T2624-93全称为《流量测量节流装置用孔板、喷嘴和文丘里管测量充满圆管的流体测量》。

1993年2月3日由国家技术监督局批准GB/T2624-93代替GB2624-81，1993年8月1日实施。

该标准第一次等效采用ISO5167（1991）与国际接轨，标志着我国现行的标准节流装置，在推广采用国际标准上的研究成果、提高测量精度方面，以取得了突破性的进展。

GB/T2624-93主要特点有：1.以流出系数C 代替流量系数α；C 值的计算中的β降阶计算由原流量系数α计算中的最高阶β20降至流出系数C 计算中的最高阶β8次幂。

2.提出5种命题以适应自控工程设计中各方面的需要。

3.提出迭代计算方法，给出计算机计算程序框图。

4.差压上限不再计算，而要由用户自行选定，要求设计者有更多的经验。

5.管道粗糙度不再参加计算，而是在计算结果出来后验证。

2.2计算实例表2-1 标准节流装置设计计算1. 辅助计算（1）计算流量标尺：q m =q v ×ρ1=300×1.4/3600=0.116666666Kg/s ，取标准流量为0.125 Kg/s （2）计算差压上限： 再根据公式1214241ρπεβP dC q m ∆-=计算P ∆其中C =0.6,1ε=1,β=0.5,d =20D ×β，m q 代0.125 Kg/s ，全部代入得ΔP =135078.47Pa 因国产差变的系列值为1.0，1.6，2.5，4.0，6.0×10n ，取ΔP =160000Pa（3）求工况下管道直径：D =D 20 [1+λD （t -20）]=0.0800×[1+0.00001338×(60-20)] =0.080042816 m （4）求雷诺数：R eD =μπD gm4=0800.0360000016.0141592654.34.13004⨯⨯⨯⨯⨯=11605.04793 （5）求A 2A 2=1D2ReρμP D∆=4.1160002080042816.004793.1160500016.0⨯⨯⨯⨯=0.1096573952. 计算初值（1）求1β设： C 0=C ∞=0.6060，0ε=1 并令 1X =02εC A =0.180952798又 1β=25.021211⎥⎦⎤⎢⎣⎡+X X =0.421972831（2）求1ε因被测介质为液体，所以11=ε （3）求1C1C =0.5959+0.0312β12.1—0.1840β18+0.0029β12.5（106/R eD ）0.75故1C =0.5959+0.0312×（0.421972831）2.1—0.1840×（0.421972831）8+0.0029×（0.421972831）2.5×（106/11605.04793）0.75=0.610298229，1δ=1112εC X A - =0.000625927（4）精确度判断211A E δ==0.0057080283. 进行迭代计算，设定第二个假定值X 2X 2=112εC A =0.2964989722β=25.022221⎥⎦⎤⎢⎣⎡+XX =0.5331669132ε=12C =0.5959+0.03121.22β—0.184082β +0.00295.22β()75.06/10eDR=0.6041854730因此 2δ =2222εC X A - =-0.0000041122 所以 0000232938.02=E4. 进行迭代计算，设定第三个假定值3X ，利用快速收敛弦截法公式（n=3起用）1212223δδδ--⨯-=X X X X =0.254140598125.0232331⎥⎦⎤⎢⎣⎡+=X X β=0.49629704453ε=1()75.065.23831.233/100029.01840.00312.05959.0eD R C βββ+-+==0.6041852546因此 33323εδC X A -==0.0000000001 所以 0000000005.03=E 由于 3E =0.0000000005 精确度达到要求。