| 1 溫度調節閥的設置與位置 1.1 冷卻水熱交換器溫度調節閥的設置 開式冷卻水系統中，用于閉式冷卻水熱交換器的溫度調節閥，其作用是：調節熱交換器管側開式冷卻水的流量，以控制殼側閉式冷卻水出水的溫度。西北電力設計院所設計的300MW機組開式冷卻水溫度調節閥的設置情況如下：渭河三期2×300MW、鄒縣三期2×600MW均無溫度調節閥；九江三期2×350MW、吳徑六期2×300MW、鄂州一期2×300MW均有溫度調節閥。 由此可見，并非必須設置溫度調節閥。由于閉式冷卻水比開式冷卻水只高4℃左右；在閉式冷卻水系統中，對需控制被冷卻介質溫度的冷??器均設置了溫度調節閥。因此，只要取消溫度調節閥后出水溫度在允許范圍內，取消溫度調節閥是可以的。 1.2 冷卻器溫度調節閥的設置位置 西北電力設計院設計的300MW機組冷卻水溫度調節閥的設置位置如表1所示。 冷卻器名稱 | 九江三期 | 鄂州一期 | 平涼一期 | 靖遠二期 | 寶雞二廠 | 關徑六期 | 冷卻水水源 | 閉式水 | 閉式水 | 開式水 | 開式水 | 開式水 | 閉式水 | 氫密封油裝置冷卻器 | / | 出口 | 出口 | 出口 | 出口 | 出口 | BH 油冷卻器 | 進口 | / | / | 出口 | / | 出口 | 發電機定子水冷卻器 | / | 進口 | / | / | / | 出口 | 發電機潤滑油冷卻器 | 出口 | / | 出口 | 出口 | 出口 | 進口 | 發電機氫冷卻器 | 進口 | 出口 | 出口 | 出口 | 出口 | 進口 | 汽機潤滑油冷卻器 | 進口 | 出口 | / | 出口 | / | 進口 | 小汽機潤滑油冷卻器 | 進口 | / | 出口 | 出口 | 出口 | 進口 | 電泵工作油冷卻器 | / | 出口 | 出口 | / | 出口 | / | 電泵潤滑油冷卻器 | / | 出口 | 出口 | 出口 | 出口 | / |
從表1可知，西北電力設計院設計的300MW機組將溫度調節閥多數設置在設備冷卻器的出口管路上，少數設置在設備冷卻器的進口管路上。下面討論如此設置的原因和2種設置的優缺點。 2 溫度調節閥位置的設置原則 2.1 從設備運行的角度考慮 將溫度調節閥置于設備冷卻器出口管路上，可使設備冷卻器始終處于滿水狀態，保證其正常運行。 將溫度調節閥置于設備冷卻器的進口管路上，可使閉式冷卻水系統運行壓力較高，而常規情況下設備冷卻器的設計壓力較低，為了使設計壓力較低的設備冷卻器能承受較高的運行壓力，將調節閥設置在設備冷卻器的進口管道上，可增加入口管的壓損，以保證冷卻水在冷卻器內的壓力低于被冷卻介質壓力，從而降低設備造價。 2.2 從調節系統的角度考慮 2.2.1 調節對象的動態特性 2.2.1.1 調節對象的平衡能力 調節對象有2種平衡能力，即有自平衡能力和無自平衡能力。有自平衡能力是指在階躍輸入擾動下，不需外加調節，被調量經過一段時間后能穩定在新的平衡狀態；無自平衡能力是指在階躍輸入擾動下，被調量以一定的速度不斷變化，不能穩定。 設備冷卻器管、殼側流過冷卻介質的流量D由調節閥控制，如果把D作為輸入信號，出口被冷卻介質的溫度θ作為輸出信號，冷卻器可表示為1個控制環節，它的階躍響應曲線如圖1所示。圖1中，τ為純遲延時間；T為時間常數；K為傳遞系數；△D為冷卻介質流量的變化。 
由圖1可知，當D階躍減少后，蛇形管吸熱相對增加，但蛇形管有一定的熱容量，它的溫度不能階躍上升，只能逐漸上升。開始時，蛇形管溫度還未升高，θ幾乎沒有變化。隨后θ上升速度增大，至A點達到*大值。之后，由于θ升高，被冷卻介質與蛇形管的溫差減小，傳熱量減少，θ上升的速度下降；*后被冷卻介質的放熱量和冷卻介質的吸熱量平衡時，θ保持不變。因此，設備冷卻器有自平衡能力。 2.2.1.2 調節對象的傳遞函數 對圖1曲線的數學表達式如（1）式所示：  （1） θ在τ時間段變化很慢。從物理過程看，τ 與蛇形管的熱容量有關，其熱容量越大，則τ 越大，反之，τ 越小。在設備冷卻器中，熱量從被冷卻介質經蛇形管傳到閉式冷卻水，引起被冷卻介質溫度變化，在熱量傳遞中，由于有蛇形管和閉式冷卻水的2個容量，因此，設備冷卻器可看作是有遲延環節的2容對象。參照圖1的階躍響應曲線，可得設備冷卻器的傳遞函數如（2）式所示。  （2） 式中K1——設備冷卻器傳遞系數；
T1——設備冷卻器時間常數；
S ——拉普拉斯算子。 2.2.2 調節閥的動態特性與傳遞函數 2.2.2.1 調節閥的動態特性 調節閥的動態特性是指當輸入信號（閥門開度r（t））為單位階躍響應函數時，輸出信號（介質流量C（t））的響應曲線。調節閥的動態特性近似于一階慣性環節的動態特性，其階躍響應曲線如圖2所示。 
2.2.2.2 調節閥的傳遞函數 根據調節閥慣性環節的動態特性，可得調節閥的傳遞函數如（3）式所示：  （3） 式中K2——調節閥的傳遞系數；
T2——調節閥的時間常數。 2.2.3 2種調節系統的數學模型 無論溫度調節閥是設置在設備冷卻器前、后，都構成了1個閉環調節系統。為書寫簡單，記K1K2e-=A。若溫度調節閥在設備冷卻器前，則閉環控制系統如圖3所示，其傳遞函數F1（s）如（4）式所示。τs 
 （4） 若溫度調節閥在設備冷卻器后，則閉環調節系統如圖4，其傳遞函數F2（s）如（5）式所示。 
 （5） 2.2.4 2種調節系統的穩定性 式（4），（5）中，F1（s）與F2（s）分母相同，即2種系統的閉環特征方程相同，2種調節系統的穩定性一樣。閉環特征方程如（6）式所示： T12T2s3+（T12+2T1T2）s2+（2T1+T2）s+A+1=0 （6） 據勞斯判據，為使系統穩定，應滿足（7），（8）式： A+1>0 （7）  （8） 由于A遠大于0；并且實際過程中，T2遠小于T1。所以滿足系統穩定的條件是0 2.2.5 2種調節系統的階躍響應 2.2.5.1 傳遞函數的簡化 由（4）、（5）式可知，F1（s）與F2（s）的分母都是三階的，可根據實際情況降階處理。由于溫度調節閥的時間常數比調節對象的時間常數小得多，即與T1相比，T2趨近于0，實際上，常把調節閥看作比例環節。故H0（s）可變為H'0（s）。 H′0（s）=K2 （9） 相應地，F1（s）可轉化為F'1（s）、F2（s）可轉化為F'2（s）。如（10），（11）式所示：  （10）
 （11） 2.2.5.2 2種調節系統在單位階躍函數下作用的根F'1（s）與F'2（s）的特征方程均為： T12s2 +2T1s+A+1=0 （12） 方程（12）的特征根如（13）式所示： s1，2=（-1/ T1）-j（K1K2/T1） （13） 方程的根是1對負實部的共軛復根，因此，2種調節系統都屬欠阻尼振蕩系統，響應過程是衰減的。 2.2.5.3 2種調節系統階躍響應曲線的性質 將（10）式右邊分子、分母同除以T12，取系統阻尼比ξ=（A+1）-1/2，得系統無阻尼自然振蕩頻率ωn= （A+1）1/2 / T1。于是（10）式如（14）式所示： F'1（s）=[K1e-ωn2/（A+1）]/（s2+2ξωns+ωn2） （14） 對F'1（s）進行拉氏反變換后可得θ'1（t），欠阻尼二階系統的單位階躍響應如（15）式所示： θ'1（t）=[K1e-τs/（A +1）]?[1-（1-ξ2）-1/2?e-εωntsin（ωd+β）] （15） 式中 ωd——阻尼振蕩角頻率；
β——阻尼振蕩相位。 式（15）中，ωd=ωn?（1-ξ2）1/2，ωd<ωn （16） β=arctan[（1-ξ2）/ξ]1/2 （17） 又  （18） 同理θ'2（t）=[A/（A+1）]?[1-（1-ξ2）-1/2?e-ξωntsin（ωd+β）] （19） θ'2（∞）=K1K2/（K1K2+1） （20） 根據以上分析，可以得到（21）式： θ'2（t）=K2θ'1（t），θ'2（∞）=K2θ'1（∞） （21） 這樣，根據θ'1（t）、θ'2（t）、θ'1（∞）、θ'2（∞），可得到2種系統的單位階躍響應曲線，如圖5所示。下面用單位階躍響應的特征量對圖5進行分析。 （1）峰值時間tp。該特征量表征系統響應初始段的快慢，由（22）式決定： tp=π/ωd （22） 由于2種調節系統的ωn及ξ相同，故tp相同。 
（2）超調量Mp。該特征量表征系統響應過程的平穩性，由（23）式決定。 Mp=[θ'（tp）-θ'（∞）] /θ'（∞）×100% （23） 式中 θ'（tp）——單位階躍響應的峰值；
θ'（∞）——單位階躍響應的穩態值。 為書寫簡單，記e- πξ/（1-ξ2）1/2=B。顯然，2種調節系統的超調量Mp1、Mp2為： Mp1=[K1e-τs/（A+1）]?B?100% （24） Mp2=[A/（A+1）]?B?100% （25） 若K2>1，比較曲線c、b，可知曲線b的超調量Mp1小，平穩性好。即：Mp1p2； 若K2<1，比較曲線a、b，可知曲線a的超調量Mp2小，平穩性好。即：Mp1>Mp2 。 （3）衰減率Ψ。該特征量表征經過1個周期后，階躍響應曲線上減少的振幅，由（26）式確定。 Ψ=1-[M（tp+Tk）/M（tp）] （26） 式中 M（tp）——tp時，單位階躍響應的振幅；
M（tp+TK）——tp+TK時，單位階躍響應的振幅；
Tk——單位階躍響應的振蕩周期。 2種調節系統的衰減率Ψ1、Ψ2如（27），（28）式： Ψ1=1-[K1e-τs/（A+1）]2?B2 （27） Ψ2=1-[K1K2e-τs/（A+1）]2?B2 （28） 若K2>1，由曲線c、b，知曲線b的衰減率Ψl大，趨近穩態值快；即：Ψ1>Ψ2；若K2<1，比較曲線a，b，知曲線a的衰減率Ψ2大，趨近穩態值快；即：Ψ1<Ψ2 （4）穩態誤差W（∞）。該特征量表征保持被調參數的穩態**度，由（29）式決定。 w（∞）=1-θ′（∞） （29） 顯然，W1（∞）=[K1（K2-1）+1]/（K1K2+1） （30） W2（∞）=1/（K1K2+1） （31） 若K2>1，由曲線c、b，知曲線c的W2（∞）小。即：W1（∞）>W2（∞）；若K2<1，由曲線a，b，知曲線b的穩態誤差W1（∞）小。即： W1（∞）<W2（∞） 2種調節系統在超調量、衰減率、穩態誤差存在差異，差異由K2引起。即當K2>1時，溫度調節閥在設備冷卻器前，調節系統的單位階躍響應在超調量、衰減率品質較好，但穩態誤差較大；當K2<1時，溫度調節閥在設備冷卻器后，調節系統的單位階躍響應在超調量、衰減率品質較差，但穩態誤差較小。而是溫度調節閥的傳遞系數，隨調節閥流量特性的不同而不同。因此，對2種調節系統的討論就轉化為對調節閥傳遞系數的討論。 2.2.5.4 調節閥的傳遞系數 調節閥的流量特性是指被調介質流過閥門的相對流量與閥門的相對開度之間的關系。有直線、等百分比、快開和拋物線等4種典型流量特性。調節閥的靜態傳遞系數K是流量特性曲線上各點的斜率。4種流量特性的靜態傳遞系數確定方法如下。 （1） 直線流量特性調節閥的傳遞系數如（32）式： K=1-1/R （32） 式中 R——調節閥的可調范圍。 R由（33）式確定： R=Qmax/Qmin （33） 其中，Qmin為調節閥可調節的*小流量，一般為*大流量的2%~4%。顯然，直線流量特性調節閥的傳遞系數K遠小于1，如圖6所示。 （2）等百分比流量特性調節閥的傳遞系數由（34）式確定： K=R（μ-1）lnR （34） 式中 μ——調節閥的相對開度。 μ為調節閥在某一開度下的行程L與全開時的行程LMma× 之比，即由（35）式確定： μ=L/Lma× （35） 當R在[25，50]及在（0，0.6368）時，01。 等百分比流量特性調節閥的傳遞系數K隨相對開度增大而增大，如圖6所示。等百分比調節閥的流量特性在低開度（小于50%）時，流量變化較小；高開度（大于60%）時，流量變化很大。因此，等百分比流量特性調節閥更適合于在[0.6513，1]范圍內工作，此時K>1。 （3）快開流量特性調節閥的傳遞系數見（36）式： K=2（1-1/R）（1-μ） （36） 當R在[25，50]及在（0，0.4792）時，K>1；當R在[25，50]及μ在[0.4897，1]時，0 快開流量特性調節閥的K隨相對開度增大而減小，如圖6所示。快開流量特性在低開度（小于50%）時，流量變化較大；高開度（大于60%）時，流量變化較小。因此，快開流量???性調節閥更適合于在（0，0.4792）范圍內工作，此時0 （4）拋物線流量特性的傳遞系數由（37）式確定： K=（2/R）（R1/2-1）[1+（R1/2-1）μ] （37） 當R在[25，50]及在（0，0.5135）時，01。 拋物線流量特性調節閥的傳遞系數K隨相對開度增大而增大，如圖6所示。該調節閥的流量特性是1條拋物線，其特性介于直線特性與等百分比特性之間。低開度（小于50%）時，流量變化較小；高開度（大于60%）時，流量變化較大。因此，拋物線流量特性調節閥更適合在[0.5313，1]范圍內工作，此時K>1。 
3 結論 3.1溫度調節閥設置在設備冷卻器前、后的2種閉環調節系統穩定性是相同的。系統穩定的條件是：調節閥的傳遞系數K2、設備冷卻器的傳遞系數K1以及遲延時間常數e-τs三者的乘積在（0，4）區間內。 3.2調節閥傳遞系數K的工作范圍決定了采用何種調節系統。當K>1時，采用溫度調節閥位于設備冷卻器前的調節系統，調節效果較好，超調量小，衰減較快，但穩態誤差相對較大，穩態誤差與超調量和衰減率相比，對調節品質影響較小。等百分比流量特性和拋物線流量特性調節閥更適合于在K>1范圍內工作。當0 3.3開式冷卻水系統中，位于閉式冷卻水熱交換器前的溫度調節閥可以取消的條件是：殼側出水溫度的波動在0~4℃ 。 3.4冷卻水系統中，溫度調節閥選用等百分比流量特性或拋物線流量特性時，應將溫度調節閥置于設備冷卻器前；當其選用直線流量特性或快開流量特性時，應將溫度調節閥置于設備冷卻器后。τs |