УДК 681.51 : 621.574.3 : 661.53
DOI: 10.15587/1729-4061.2022.252383
Розробка інтелектуальної системи керування технологічним комплексом вторинної конденсації виробництва аміаку
А. К. Бабіченко, Я. О. Кравченко, Ю. А. Бабіченко, І. Г. Лисаченко, І. Л. Красніков, В. І. Вельма
Проведено аналіз умов функціонування технологічного комплексу вторин- ної конденсації (ТКВК) типового агрегату синтезу аміаку серії АМ-1360 із за- стосуванням системно-керувального підходу. Визначені координати векторів керування та зовнішніх збурень. Розроблено алгоритм прогнозування коорди- нат вектора керування для підсистеми підтримки прийняття рішень в умовах дії зовнішніх збурень для такого складного інерційного об’єкта з великою ме- талоємністю як ТКВК.
Методом математичного моделювання за розробленим алгоритмом ви- значені закономірності та кількісні залежності впливу зовнішніх збурень, та- ких як температура первинної конденсації та витрата циркуляційного газу на ефективність процесів теплообміну ТКВК. Встановлена закономірність збі- льшення теплових потоків та координат вектора керування з підвищенням температури первинної конденсації. Визначена параметрична чутливість координат вектора керувань в умовах зміни температури первинної конден- сації, яка у порівнянні із витратою циркуляційного газу перевищує її більш ніж у шість разів.
Виконана програмна реалізація алгоритму із застосуванням середовища MATLAB забезпечує завдяки вбудованій в нього клієнтської частини (ОРС- клієнт) вільний програмний доступ до поточних даних технологічного процесу.
Розроблено функціональну структуру комп’ютерно-інтегрованої технології ТКВК із запропонованою підсистемою корекції в режимі супервізорного керу- вання. Здійснена практична реалізація рішень щодо корекції додатковим апа- ратно-програмним забезпеченням на базі програмованого логічного контроле- ра VIPA та SCADA-системи Zenon.
Впровадження розробленої системи забезпечує стабілізацію температури вторинної конденсації на регламентному рівні –5 °С, що дозволяє знизити споживання природного газу майже на 1 млн.нм3 на рік.
Ключові слова: виробництво аміаку, вторинна конденсація, енергоефекти- вність, підсистема прийняття рішень, комп’ютерне керування.
1. Вступ
Сучасні виробництва аміаку становлять собою складні великотоннажні енерготехнологічні комплекси, які побудовані майже в усіх країнах за єдиною ідеологією фірми «M. W. Kellogg & Co» (США) [1, 2]. У відділенні синтезу цих виробництв найчастіше прийнята двохступенева система конденсації продук- ційного аміаку, яка відбувається за рахунок охолодження циркуляційного газу
Not
a reprint
(ЦГ). Для охолодження на стадії вторинної конденсації в агрегатах серії АМ- 1360 застосовуються економічні тепловикористуючі абсорбційні (АХУ) та па- роежекторні (ПХУ) холодильні установки [3, 4]. Їх економічність забезпечуєть- ся внаслідок можливості утилізації теплоти матеріальних потоків як низького (близько 140 °С) в АХУ, так і наднизького (до 90 °С) в ПХУ температурного потенціалу. Проте застосування на попередній стадії первинної конденсації апаратів повітряного охолодження обумовлює функціонування технологічного комплексу вторинної конденсації (ТКВК) під впливом постійних змін (сезонних і добових) зовнішнього теплового навантаження з ЦГ. Це призводить до знач- них коливань температурного режиму ТКВК та відхилень температури вторин- ної конденсації від регламентної норми –5 °С [5]. Підвищення ж цієї темпера- тури навіть на 1 °С в агрегатах синтезу АМ-1360 обумовлює зниження енерго- ефективності виробництва за рахунок збільшення річних витрат природного газу на 307,3 тис. нм3 [6]. Тому необхідна стабілізація температурного режиму ТКВК на регламентному рівні.
Великотоннажність виробництва аміаку зумовлює і значну металоємність технологічного обладнання, а отже і надмірну інерційність теплообмінних про- цесів ТКВК. Все це суттєво ускладнює процес керування. Тому дослідження присвячені розробці високоякісної та надійної системи керування ТКВК в умо- вах дії зовнішніх збурень становлять актуальну проблему у загальному процесі підвищення енергоефективності виробництв аміаку.
2. Аналіз літературних даних та постановка проблеми
В роботі [7] показано, що побудова високоякісної комп’ютерно- інтегрованої технології керування за існуючих умов функціонування ТКВК найбільш ефективно вирішується із застосуванням системного підходу. Один з основних аспектів цього підходу є системно-керувальний. Він має бути спря- мований на вивчення ТКВК в умовах впливу зовнішніх і внутрішніх збурень для прийняття рішень щодо стабілізації температури вторинної конденсації на регламентному рівні не більше –5 °С.
Як відомо [8], основним елементом функціональної структури такої техно- логії керування для прийняття рішень має бути ідентифікатор із закладеною математичною моделлю ТКВК. Комплекс ТКВК доволі складний і містить кон- денсаційну колону (КН), допоміжний теплообмінник (ТД), високотемператур- ний (ВВТ) з ПХУ та два низькотемпературні випарники (ВНТ) з водоаміачними АХУ [3]. Тому в процесі побудови математичної моделі, яка б могла передба- чити результат або значення певних ситуацій (прогнозів) такого складного комплексу, виникають певні труднощі. Пов’язані вони з опрацюванням та ви- конанням багаторазових операцій із значним масивом поточної інформації [9].
Крім того, створення моделі додатково ускладнюється наявністю невизначено- стей у функціонуванні ТКВК. Це обумовлено впливом зовнішнього теплового навантаження з ЦГ. Невизначеність, як встановлено в роботі [6], пов’язана з неможливістю безперервного автоматичного контролю концентрації аміаку у ЦГ, як на вході та і на виході ТКВК. Також відбувається зміна коефіцієнтів те- плопередачі в апаратах комплексу. Як показано в роботі [10], це викликано змі-
For
reading
only
ною конденсаційного термічного опору та в основному залежністю його від концентрації аміаку у ЦГ на вході [6].
Діапазон зміни на вході ТКВК температури ЦГ і концентрації аміаку у ЦГ складає відповідно 35÷45 °С та 8,6÷13 % об. За таких обставин буде змінюва- тись і температура ЦГ на вході ВВТ, що включений до схеми роботи аміачної ПХУ. Тому, як показано в роботі [11], необхідно застосування системи стабілізації температури ЦГ на рівні 30 °С з метою підтримання температури ЦГ на вході ВНТ на рівні 9 °С. Така система керування обумовить і стабілізацію температури вторинної конденсації (ЦГ на виході ВНТ) на регламентному рівні не більше – 5 °С незалежно від зміни зовнішнього теплового навантаження на вході ТКВК.
Суттєва металоємність обладнання та складність технологічного оформ- лення сприяє надмірній інерційності теплообмінних процесів. Особливо це сто- сується ТД і КН, загальна маса яких складає понад 400 тонн та характеризують- ся зворотним зв’язком по ЦГ. За таких обставин, ще в більшій мірі виникає не- обхідність у прогнозуванні режимних параметрів уставок регуляторів системи керування. Особливо це стосується ПХУ, у якій зміна холодопродуктивності, а отже і витрати холодоагенту до ВВТ здійснюється, як правило шляхом автонас- троювання положення сопла та апаратів-конденсаторів повітряного охоло- дження (АПО) [12, 13]. Однак таке автонастроювання, що розглядається в цих роботах, занадто складна, трудомістка та дороговартісна в реалізації задача. До того ж, у таких великотоннажних виробництвах обов’язково має бути реалізо- ване резервування, тобто встановлення ще одного ежектора з автонастроюван- ням для підвищення надійності експлуатації. Тому доцільніше облаштування випарників ВВТ значно простішими ежекторами (наприклад, трьома) без авто- настроювання. Це дозволить забезпечити вибіркове включення їх в роботу за передбаченим значенням певної ситуації оператором в супервізорному режимі, що безумовно підвищить надійність технології керування. При цьому спожи- вання одного з цих трьох АПО складає 200 кВт·год, який забезпечує конденса- цію 10 т/год аміачної пари. Але питання, що пов’язані з розробкою особливо алгоритмічно-програмного забезпечення, залишилися невирішеними в сучасній літературі та у виробничих умовах. Тому задача підвищення надійності керу- вання та можливості підготовки оператора до таких змін в режимі супервізор- ного керування вимагає розробки математичної моделі та алгоритмічно- програмного забезпечення для підсистеми підтримки прийняття рішень. Такий підхід дозволяє встановити як закономірності, так і кількісні залежності впливу зовнішнього теплового навантаження на ефективність процесів теплообміну ТКВК, інформація по яких практично відсутня в періодичних виданнях. За ра- хунок цих досліджень стане можливим завчасно здійснювати оцінку прогнозів можливих змін температури ЦГ на вході ВВТ в умовах існуючих невизначенос- тей, а отже і чисельних показників (уставок U) векторів керування.
Отже задача моделювання і прогнозування з метою автоматичного пошуку прихованих закономірностей та взаємозв’язків між змінними у великих масивах даних становлять собою складний багатоступеневий процес. Всі ці задачі, як відомо [14], мають всі ознаки інтелектуальної системи.
Not
a reprint
В агрегатах серії АМ-1360 застосовується інформаційно-керуючий ком- плекс (ІКК) ТDС-3000 виробництва США [15]. Цей комплекс охоплює як польовий, так і технологічний рівень керування виробництвом. Проте, його апаратно-програмне забезпечення розроблялось для так званих систем «закри- того» типу. Такі ІКК не передбачають можливості модернізації виробництва на основі новітніх технологій синтезу аміаку без додавання або інтегрування дода- ткових та допоміжних систем управління. Тобто, додавання нових алгоритмів та засобів автоматизації не передбачено. Як наслідок, модернізація таких ІКК суттєво ускладнена.
Таким чином задачі розробки алгоритмічно-програмного забезпечення підсистеми підтримки прийняття рішень системи керування та дообладнання її апаратними засобами набувають особливої актуальності у загальному процесі підвищення економічності виробництва за рахунок стабілізації температури вторинної конденсації. Крім того, постає завдання комплексування існуючої системи керування зі вказаною підсистемою.
3. Ціль та задачі дослідження
Метою досліджень є створення алгоритмічного та апаратно-програмного забезпечення підсистеми підтримки прийняття рішень в умовах невизначеності комп’ютерно-інтегрованої технології керування ТКВК стосовно агрегатів син- тезу серії АМ-1360. Це забезпечить підвищення надійності та якості керування процесом в умовах невизначеності. За рахунок цього підвищиться енергоефек- тивність виробництва внаслідок стабілізації температури вторинної конденсації на регламентному рівні не більше –5 °С незалежно від діючих на ТКВК зовні- шніх збурень.
Для виконання поставленої мети необхідно вирішити наступні задачі:
– розробити алгоритмічно-програмне забезпечення для підсистеми підтри- мки прийняття рішень за існуючих невизначеностей щодо ТКВК;
– визначити параметричну чутливість та координати вектора керування на базі розробленого алгоритмічно-програмного забезпечення за реально діючих змін зовнішнього теплового навантаження на вході ТКВК;
– визначити функціональну та розробити програмно-технічну структуру комп’ютерної технології керування контурами витрати холодоагенту до ВВТ та МЕА розчину до парогенератора ПХУ;
– розробити структурно-логічну схему інформаційних потоків комп’ютерно-інтегрованої технології керування ТКВК «відкритого» типу.
4. Матеріали та методи досліджень
Дослідження проводились методом математичного моделювання. Для цьо- го були використані рівняння математичного опису теплообмінника ТД, випар- ника ВВТ, підпрограми розрахунку коефіцієнтів теплопередачі та концентрації аміаку у ЦГ на вході
3
В Х
аN H та виході
3
В И Х
аN H ТКВК за розробленими та перевіре- ними на адекватність алгоритмами. Алгоритми розташовані у файлах STAB, STOCH і DANI та отримані за результатами попередніх досліджень [6, 16].
For
reading
only
Визначення кількісних залежностей показників уставок регуляторів витра- ти холодоагенту до ВВТ та МЕА розчину до парогенератора ПХУ від діючих зовнішніх збурень на вході ТКВК здійснювалось за допомогою спеціально роз- робленого алгоритму. Програмна реалізація алгоритму становить основу підси- стеми підтримки прийняття рішень.
5. Результати досліджень впливу зовнішніх збурень на координати ве- ктора керування та розробки системи керування
5. 1. Розробка алгоритмічно-програмного забезпечення для підсистеми підтримки прийняття рішень
Узагальнена блок-схема розробленого алгоритму наведена на рис. 1, про- грамна реалізація якого була виконана в пакеті MATLAB R2014a (The MathWorks, USA).
Позначення, що наведені на рис. 1, відповідають наступним фізичним ве- личинам: KЕД, KПД – коефіцієнти теплопередачі для ТД відповідно дійсний та розрахований за формулами прийнятими при проєктуванні, Вт/(м2·K); М С КТ Д – витрата сконденсованого аміаку у потоці ЦГ міжтрубного простору ТД, кг/с;
Д Т Р,
М М Т РД Г, М ЖД В Х – витрата відповідно загальна ЦГ, газової суміші ЦГ на вихо-
ді та рідкого аміаку на вході трубного простору ТД, кг/с; СТ РД Г – середня теплоє- мність газової суміші ЦГ, кДж/(кг·K); іД В ХЖ , іД В И ХП – відповідно ентальпії рідкого аміаку на вході та пари аміаку на виході трубного простору ТД, кДж/кг;
К
Т Р 1 7 , 5
°С – температура ЦГ на вході трубного простору ТД, яка забезпечу- ється температурою ЦГ на вході КН на рівні В Т2 Ц 3 0 °С і температурою ЦГ на виході ВНТ В Н ТТ Р 5 °С; – крок наближення, °С;
3
Д Т Р
аN H – об’ємна концент- рація аміаку у ЦГ на виході трубного простору ТД, об. дол.; Т РЦ – температура ЦГ на виході трубного простору ТД, °С; ФДТ Р, ФДМ Т Р – відповідно тепловий по- тік з боку трубного та міжтрубного простору ТД, МВт; ЦМ Т Р, 1 ЦВ Т – відповідно температури ЦГ на вході та виході міжтрубного простору ТД, °С; ММ Т РД Г , М ЖД ,
М С К – відповідно кількість газової суміші на виході міжтрубного простору ТД, сконденсованого та рідкого аміаку у міжтрубному просторі ТД, кг/с; СМ Т РД Ц , СЖД
– відповідно середня теплоємність газової суміші ЦГ міжтрубного простору ТД та рідкого аміаку, кДж/(кг·K); rМ Т РД – питома теплота конденсації аміаку у міжт- рубному просторі ТД, кДж/кг; ДС Р – середньологарифмічна різниця темпера- тур ТД, °С; ДТ Р, ДМ Т Р – коефіцієнти тепловіддачі відповідно з боку трубного і міжтрубного простору ТД, що розраховані за рівняннями Краусольда, прийня- тими при проєктуванні, Вт/(м2·K); ФДТ – тепловий потік за рахунок теплообміну у ТД, МВт; МВ ТВ Х, М М Е А, М П – витрата відповідно холодоагенту на вході міжт- рубного простору ВВТ, МЕА розчину до парогенератора ПХУ та робочої пари на ежектори ПХУ, кг/с; МЗГ – загальна кількість аміачної пари на повітряні кон-
Not
a reprint
денсатори ПХУ (робоча пара та пара холодоагенту), кг/с; ФВТ – тепловий потік (холодопродуктивність) ВВТ, МВт, N – споживча потужність електроенергії на привод вентиляторів АПО для конденсації робочої пари та пари холодоагенту в ПХУ, кВт·год.
Алгоритм містить цикли збіжності, які забезпечують вимірювання тепло- вих потоків з боку трубного ФДТ Р та міжтрубного ФДМ Т Р простору і в процесі те- плообміну ФТД апарату ТД для визначення температури ЦГ на виході його між- трубного простору 1 ЦВ Т. При цьому алгоритм підпрограми STAB дозволяє сфо- рмувати стабільний інформаційний масив поточних даних та відокремити пере- хідні режими. Це забезпечує можливість розрахунку дійсного коефіцієнта теп- лопередачі KЕД. Далі за допомогою підпрограми стохастичної апроксимації STOCH здійснюється перевірка умов стаціонарності, відтворюваності процесу та гіпотези про нормальність емпіричного розподілу. За результатами такої пе- ревірки встановлюються функціональні залежності для чисельної оцінки неви- значеностей об’ємних концентрацій аміаку у ЦГ на вході
3
В Х
аN H та виході
3
Д Т Р
аN H
ТКВК. При цьому чисельна оцінка невизначеності загального коефіцієнту тер- мічного опору RТЕ Д з урахуванням конденсаційного здійснювалась за отрима- ним масивом експериментальних даних. В процесі апробації алгоритму викори- стовувались наступні функціональні залежності для чисельної оцінки цих неви- значеностей, що отримані за експериментальними даними промислової експлу- атації ТКВК в попередніх роботах [3, 6], а саме:
3
В Х
N H 2 2 , 0 6 8 0 , 6 2 7 2 П К 0 , 0 5 2 4 5 П К;
а Р
(1)
3
3
Д Т Р Ц В Н Т
N H А В С М Т Р Т Р
В Х
N H Ц
7 , 7 8 0 , 0 2 4 4 0 , 0 1 1 7 6 0 , 0 3 2 7 2 7 3
0 , 0 8 5 0 , 0 6 3 5 ;
а V V
а Р
(2)
Т Д
Е Д С К 5
Т Т Д 2
С К
7 6 , 6 4 9 , 4 0 2 3 2
1 0 , 1, 6 6 7 4 2
М R
М
(3)
де VАВС, VМ Т РЦ – витрата відповідно азотно-водневої суміші та ЦГ на вході
ТКВК, нм3/с; PЦ – тиск ЦГ на вході ТКВК, МПа; МС КТ Д – витрата сконденсовано- го аміаку, т/год.
For
reading
only
Рис. 1. Блок-схема алгоритму досліджень щодо чисельної оцінки показників уставок регуляторів витрати
Not
a reprint
Наприкінці за встановленою температурою 1 ЦВ Т визначаються послідовно уставки регуляторів. Серед них слід виділити наступні: витрати холодоагенту
В Т
М В Х (кг/с) на вході міжтрубного простору ВВТ; робочої аміачної пари МП
(кг/с) до ежекторів ПХУ; МЕА розчину ММЕА (кг/с) для отримання цієї пари;
загального навантаження по аміачній парі МЗГ (кг/с) на повітряні конденсатори ПХУ. Визначення цих витрат здійснюється за наступними формулами:
3В Т Г Ц В Т В Т В Т В Т В Т В Т В Т В Т
Т Р Т Р 1 Ц 2 Ц С К C К Ж С К Ж 1 Ц 2 Ц
В Т
В Х Ж
Х Х 1 Х 2
0 , 5
;
N H
М С М r М М С
М
r С
(4)
П П М Е А
М Е А М Е А 1 М Е А 2
М r ; М С
(5)
В Т В Х
П М ;
М u
(6)
В Т
З Г П В Х,
М М М
(7) де СТ РГ Ц, СЖВ Т – відповідно середня теплоємність газової суміші ЦГ та рідкого аміаку трубного простору ВВТ, кДж/(кг·К); rСК, rХ – теплота конденсації та па- роутворення аміаку у трубному та міжтрубному просторі ВВТ, кДж/кг; М С КВ Т – витрата сконденсованого аміаку у трубному просторі ВВТ, кг/с; Х1=35 °С,
Х2=24 °С, МЕА1=85 °С, МЕА2=75 °С – температура відповідно холодоагенту (аміаку) на вході ВВТ, кипіння холодоагенту у міжтрубному просторі ВВТ, вхі- дна та вихідна температура МЕА розчину [3]; u=0,4 – коефіцієнт інжекції [3]; rП – питома теплота пароутворення аміаку при температурі 65 °С і тиску 3 Мпа, кДж/кг; CМЕА – питома теплоємність МЕА розчину, кДж/(кг·K);
3
Ж
СN H – питома теплоємність рідкого аміаку, кДж/(кг·K).
На завершальному етапі алгоритму здійснюється формування масиву по- точних даних PSPR алгоритму підтримки прийняття рішень, зокрема щодо МП, ММЕА,М В ХВ Т, МЗГ і N.
5. 2. Визначення параметричної чутливості та координат вектора ке- рування за реально діючих зовнішніх збурень
Оцінка параметричної чутливості щодо впливу таких збурюючих факторів як температура первинної конденсації та витрата ЦГ на параметри уставок ре- гуляторів здійснювалась з використанням безрозмірного коефіцієнту KZi, який визначається наступною формулою:
For
reading
only
1 2 1
Z i
1 1 2
i i i ,
i i i
M M Z
K
M Z Z
(8)
де Mi1, Mi2 – координата вектора керування відповідно за збурюючого фактору Zi1 та Zi2.
Математичне моделювання за розробленим алгоритмом дозволяє досліди- ти закономірності впливу найбільш характерних для промислових умов змін- них вектора зовнішніх збурень Z(t) на вектор керувань Y(t) з метою стабілізації температури вторинної конденсації на регламентному рівні –5 °С. Переходячи до простору змінних, ці вектори будуть мати наступний вигляд:
ЦП К
М Т Р
; Z t
V
В Т В Х
М Е А
П
. M М Y t
М N
(9)
Слід відзначити, що обмеження при дослідженнях обумовлені діапазоном зміни координат в процесі розробки математичної моделі ТКВК. На рис. 2 представлені окремі результати досліджень щодо впливу температури первин- ної конденсації ПК на ефективність процесу теплообміну ТКВК на показники координат вектора керувань за наступних обмежень: VМ Т РЦ 6 3 9 , 2 3 1 0 3нм3/год;
П К 2 2
Р МПа – тиск ЦГ; 2
М Т Р
H 5 5 , 7
a % об;
4
М Т Р C H 8 , 4
a % об;
2
М Т Р
N 1 8 , 9
a % об;
М Т Р A r 6 , 9
a % об;
3
М Т Р
N H 1 0 ,1 6
a % об; VА В С 1 7 4 1 0 3 нм
3/год; АВС=35 °С;
К
Т Р 1 7 , 5
°С, В Т2 Ц 3 0 °С, В Н ТТ Р 5 °С, К НМ Т Р 9 , 2 °С – відповідно темпера- тура ЦГ на вході трубного простору ТД, на вході КН, на виході ВНТ та на ви- ході міжтрубного простору КН [3].
На рис. 3 наведені результати досліджень щодо впливу витрати ЦГ на вхо- ді ТД VМ Т РЦ на ефективність процесу теплообміну ТКВК та показники координат вектора керувань. Результати цих досліджень виконані за перелічених вище обмежень, температури ПК=36 °С та тиску PПК=22 МПа.
В табл. 1 наведені результати оцінки параметричної чутливості координат вектора керувань до зміни збурюючих факторів, виконаних за (8).
Таблиця 1
Параметрична чутливість координат вектора керування Mi до зміни координат вектора збурень Zi
Коефіці- єнт па- раметри- чної чут- ливості
Межі зміни координат вектора керування за відповідних координат вектора збу- рень Zi
В Т
M В Х
(2,96÷8,41) т/год,
MМЕА (191÷541,3) т/год
В Т
M В Х
(7,25÷8,45) т/год,
MМЕА (467,5÷543,1) т/год
N
(200÷600) кВт·год
ПК (32÷36) °С VМ Т РЦ (600÷640)·103 нм3/год ПК (32÷36) °С
КZi 14,7 2,43 16
Not
a reprint
а б
Рис. 2. Залежність показників ефективності теплообміну технологічного ком- плексу вторинної конденсації та координат вектора керувань від зміни темпера-
тури ПК: а – температури ЦМ Т Р циркуляційного газу на вході міжтрубного простору додаткового теплообмінника, концентрації аміаку
3
В Х
аN H у циркуляцій- ному газі на вході комплексу, витрати сконденсованого аміаку МС КТ Д у потоці циркуляційного газу міжтрубного простору додаткового теплообмінника, зага-
For
reading
only
льного коефіцієнту термічного опору RТЕ Д, дійсного коефіцієнта теплопередачі
Д Е ,
K температури циркуляційного газу на виході міжтрубного простору додат- кового теплообмінника, температури циркуляційного газу на виході трубного простору додаткового теплообмінника ЦТ Р; б – середньологарифмічної різниці
температур ДС Р додаткового теплообмінника, теплового потоку
Д
ФТ за раху- нок теплообміну у додатковому теплообміннику, теплового потоку (холодоп- родуктивності) ФВТ високотемпературного випарника, витрати холодоагенту на
вході міжтрубного простору М В ТВ Х високотемпературного випарника, витрати робочої пари М П
на ежектори пароежекторної холодильної установки, витрати моноетаноламінового розчину М М Е А до парогенератора пароежекторної холо- дильної установки, споживчої потужності електроенергії N на привод вентиля-
торів апаратів повітряного охолодження для конденсації робочої пари та пари холодоагенту в пароежекторній холодильній установці
При цьому межі зміни координат вектора збурень обирались на рівні, що найбільш притаманні для літнього і зимового сезонів експлуатації ТКВК.
Рис. 3. Залежність необхідної холодопродуктивності та координат вектора ке- рувань від зміни витрати циркуляційного газу на вході VМ Т РЦ за постійної темпе-
ратури первинної конденсації ПК=36 °С, що характеризує найважчий літній сезон теплового навантаження
Not
a reprint
5. 3. Розроблення функціональної та програмно-технічної структури системи керування технологічним комплексом
Реалізація комп’ютерної технології керування ТКВК виконана на основі трирівневої ієрархічної структури. Загальна структура системи управління кон- туром витрати матеріальних потоків та електроенергії представлена на рис. 4.
Рис. 4. Загальна структура системи управління контуром витрати матеріальних потоків М В ХВ Т, MМЕА, MП та електроенергії N
Ієрархічна будова системи управління контуром витрати матеріальних пото- ків та електроенергії зумовлює використання на першому та другому рівнях існу- ючих апаратно-програмних засобів. На третьому рівні блок людино-машинного інтерфейсу складається з трьох модулів. Ці модулі забезпечують корегування та моделювання процесів та з’єднані з базою даних реального часу.
На рис. 5 зображена програмно-технічна структура автоматизованої сис- теми керування ТКВК з підсистемою корекції.
Блок корекції
База даних процесу
Людино-машинний інтерфейс (ЛМІ)
Блок моделювання
Лабораторні вимірювання
Підсистема корекції
Підсистема супервізорного управління контуром витрати
Підсистема управління контуром витрати
Контур витрати
Управління витратою
Підсистема адаптивного
управління
Автоматизова- на система управління блоком вто- ринної конден-
сації
Блок вторинної конденсації
2-ий рівень: люди- но-машинний інте- рфейс (SCADA/HMI)
0-ий рівень: датчики, виконавчі пристрої (Act/S)
1-ий рівень: регуля- тори контролю па- ри (RTU/PLC)
For
reading
only
Рис. 5. Програмно-технічна структура автоматизованої системи керування тех- нологічного комплексу вторинної конденсації із підсистемою корекції Обмін даними забезпечується за допомогою використання «відкритих» ін- формаційних технологій ОРС та ODBC. Це надає можливість створення підсис- теми корекції режимів функціонування та інтегрування її в єдину інформацій- но-керуючу систему.
Таким чином, програмно-технічна структура типової автоматизованої систе- ми керування ТКВК з підсистемою корекції має вигляд, як це зображено на рис. 5.
5. 4. Розробка структурно-логічної схеми інформаційних потоків комп’ютерної системи керування «відкритого» типу
Функціонування інформаційної взаємодії між основними вузлами, які за- безпечують якість продукту, показано на рис. 6 у вигляді схеми мережних ін- формаційних потоків фрагменту комп’ютерно-інтегрованої технології ТКВК.
Будова схеми, яка представлена на рис. 6 надає можливість наглядно продемон- струвати обмін даними між вузлами в мережі, а також механізми і технології, які використовуються при його реалізації.
контролери/регулятори АРМ лабораторії
OPC-сервер БДРЧ OPC-клієнт
драйвери I/O БДРЧ
скрипти (блок корек-
ції)
SCADA (базова частина)
АРМ КВК (SCADA) мнемосхеми мнемосхеми
БД лабораторії
ODBC, OLE DB
OLE Automation
Not
a reprint
Рис. 6. Схема мережних інформаційних потоків фрагменту комп’ютерно- інтегрованої технології комплексу вторинної конденсації
SCADA ZENON
TDC-3000 Workspace
змінні I/O
VBA
Model Analis
Adaptation
SCADA ZE- NON
MS EXCEL
Proficy iHistorian Server База даних SCADA-ZENON
БД iHistorian
дані хроматограм
дані хроматограм дані процесу
OPC-сервер
COM1
ПК підсистеми корекції OLE DB for MS SQL Server
OLE Automation OLE DB
Proficy Historian Excel AddIN
LAN
LAN 1 2
LAN
ПК ТС
ПК АРМа лабо- раторії
SQL запити
Historian запити Ethernet
ПЛК підсистеми
корекції VIPA 313
COM2 Витрата МЕА розчину до паро-
генератора ПХУ (UМЕА) Витрата холодоагенту до висо-
котемпературного випарника ВВТ (UВВТ) Витрата робочої пари на ежек-
тування ПХУ (UП) Витрата електроенергії на кон-
денсатори ПХУ (UN)
For
reading
only
Відповідно до рис. 6 інформаційні потоки з’єднують вузли підсистеми корекції, бази даних та лабораторії на верхньому рівні за допомогою локальної мережі Ethernet. При цьому первинні дані від системи керування TDC-3000 та додаткового контролера VIPA підсистема отримує послідовним інтерфейсом RS-485 за допомогою спеціального мережного обладнання.
6. Обговорення результатів досліджень щодо впливу координат векто- ра збурень на координати вектора керувань
За результатами досліджень методом математичного моделювання за розро- бленим алгоритмом (рис. 1) отримані залежності, які наведені на рис. 2, характе- ризують вплив температури первинної конденсації ПК на теплове навантаження ТКВК. При цьому збільшення ПК одночасно впливає як на підвищення концент- рації аміаку
3
В Х
aN H у ЦГ згідно рівняння (1), так і температури ЦГ на вході ЦМ Т Р.
Крім того остання ще в більшій мірі збільшується внаслідок стиску ЦГ компресо- ром, що розташований поміж стадіями первинної та вторинної конденсації.
Так, наприклад, з підвищенням температури ПК з 32 °С до 36 °С темпера- тура ЦМ Т Р збільшується з 41 °С до 45 °С, а концентрація аміаку у ЦГ
3
В Х
aN H – з 9,95 % об. до 10,16 % об. Збільшення останньої обумовлює згідно рівняння (2) і підвищення концентрації
3
Д Т Р
aN H на виході трубного простору ТД з 3,69 % об. до 3,71 % об. В свою чергу збільшення
3
В Х
aN H призводить до підвищення кількості сконденсованого аміаку MС КТ Д у потоці ЦГ, що проходить міжтрубний простір ТД, з 8,63 т/год до 10,15 т/год. Завдяки цьому відбувається згідно рівняння (3) збільшення загального термічного опору RТЕ Д з 0,001197 (м2·K)/Вт до 0,001531 (м2·K)/Вт, що обумовлює зниження коефіцієнту теплопередачі KЕД з 468,13 Вт/(м2·K) до 413,11 Вт/(м2·K). За таких обставин підвищуються температу- ри на виході міжтрубного простору ТД 1 ЦВ Т та трубного простору ЦТ Р відповідно з 31,78 °С до 34,97 °С та з 35,58 °С до 37,74 °С, тобто на 3,19 °С і 2,13°С. За такого розподілу температур незважаючи на зниження коефіцієнту теплопередачі суттєво збільшується середньологарифмічна різниця температур ДС Р з 9,15 °С до 11,63 °С, що забезпечує збільшення теплового потоку ФДТ з 4,93 МВт до 5,54 МВт.
Підвищення температури ЦГ 1 ЦВ Т на вході ВВТ для стабілізації температу- ри ЦГ В Т2 Ц на виході ВВТ на рівні 30 °С вимагає збільшення холодопродуктив- ності ВВТ з 0,91 МВт до 2,58 МВт. В свою чергу це викликає необхідність збі- льшення витрати холодоагенту M В ХВ Т до ВВТ з 2,96 т/год до 8,4 т/год. Для забез- печення такого збільшення M В ХВ Т має бути підвищена витрата робочої пари MП з 7,41 т/год до 21 т/год на ежектори, що вимагає збільшення витрати МЕА розчи-
ну MМ Е А з 191 т/год до 541,34 т/год до парогенератора ПХУ. При цьому збіль-
шиться загальне навантаження аміачної пари MЗГ на повітряні конденсатори ПХУ з 10,37 т/год до 29,4 т/год, що обумовлює необхідність у збільшенні кіль-
