基于FloMaster-Simulink聯合仿真的大流量海水冷卻系統控制方案優化

王 寧， 付云鵬， 李 艇， 李 鐵， 依 平

(1. 上海交通大學 海洋工程國家重點實驗室， 上海 200240； 2. 中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200001； 3. 上海交通大學 電子信息與電子工程學院， 上海 200240)

大型船用設備需對溫度進行控制，長時間高溫運行會降低設備使用壽命，嚴重時導致設備停止工作.通過優化控制策略，匹配最佳冷卻方案，提高散熱效率，設備可以在安全溫度下高效工作.值得一提的是，某些大型高精度測量設備需要大流量冷卻液，工質慣性大，材料對溫度十分敏感，安全裕度小，工質的質量和溫度慣性極有可能引發較大溫度弛豫，導致設備在非安全溫度下運行.因此，對于大型高精度測量設備的冷卻需要協同優化冷卻方案和控制策略，以實現最優的冷卻效果[1].此外，大型設備冷卻耗能較多，為了提高經濟性，需在變負荷條件下，匹配最佳海水流量，保證設備安全工作，同時減少額外耗能[2-3].在冷卻方案設計優化工程中，一維或三維仿真有著重要的輔助作用[4-6].

本文針對某大型高精度測量設備，選用體積分數為60%的乙二醇溶液對其進行一次冷卻，建立大流量海水冷卻系統對乙二醇溶液進行二次冷卻.基于FloMaster仿真平臺，構建二次冷卻系統仿真模型，聯合Simulink進行動態工況冷卻系統優化設計，提出3種控制策略，計算得到變工況下系統的響應特性和運行特點，實現最優控制效果.

1 仿真模型

1.1 冷卻系統工作原理

大流量海水冷卻系統主要由海水泵、管路系統及換熱器等組成，圖1所示為冷卻系統原理圖.冷卻系統運行時，低溫乙二醇溶液流經高溫測量設備被加熱，乙二醇溶液自身溫度快速升高.隨后，高溫乙二醇溶液在泵的作用下流入海水-乙二醇溶液換熱器，在此被低溫海水冷卻.通過調節流經換熱器的海水流量，乙二醇溶液溫度降低至一定溫度以下，并重復該過程進行循環冷卻，被加熱的海水則直接排放至大海.被冷卻后的低溫乙二醇溶液流向大型高精度測量設備對其進行再次冷卻，高溫乙二醇溶液經泵加壓后流至換熱器進行熱交換，反復循環.

圖1 冷卻系統原理圖Fig.1 Schematic diagram of cooling system

1.2 冷卻系統模型

FloMaster軟件可針對一維熱流體系統進行仿真分析，在汽車、船舶、航空航天及給水排水等領域得到了廣泛應用[7-10].本文根據實際冷卻系統需求，在FloMaster軟件中選擇相應元件，布置管路，輸入對應的參數，建立仿真模型.如圖2所示，模型中流量邊界條件(F)和壓力邊界條件(P)均根據實際情況設置.冷卻系統中有3條并聯供水支路，艙外的低溫海水由3臺離心海水泵抽入艙內，泵后有截止止回閥，隨后經管道和連接件匯入總管后流向換熱器.底艙區域的海水由并聯支路匯入總管后，依次經過平臺甲板和下甲板后進入上甲板.海水沿管道流經過濾器，隨后進入管殼式換熱器管道，模型中設定阻力模塊來模擬過濾器阻力.同時，高溫乙二醇溶液以固定流量流入換熱器，被低溫海水冷卻.海水吸熱后排出舷外.

根據設計要求，海水的初始溫度為32 ℃，3臺離心式海水泵額定流量為450 m3/h，額定轉速 1 480 r/min，揚程為60 m.此外，乙二醇溶液泵的額定流量為450 m3/h.主海水供水管路采用內徑為 410 mm，壁厚為4.5 mm的鎳黃銅管，材質為B10.換熱器選用管殼式換熱器，表1為其主要參數.

表1 換熱器參數Tab.1 Parameters of heat exchanger

2 控制方案

動態仿真采用FloMaster-Simulink聯合仿真技術，實現復雜的控制策略與流體仿真相結合.首先，基于FloMaster和Simulink平臺，分別建立相應的系統模型和控制模塊.然后，通過FloMaster提供的Simulink模塊庫以及設置FloMaster通信元件來實現Simulink對FloMaster中模型的調用[11]，其原理如圖3所示.為了實現溫度的最優控制，本文提出并對比了3種控制方案，具體如下.

圖3 FloMaster-Simulink聯合仿真原理圖Fig.3 Schematic diagram of FloMaster-Simulink co-simulation

方案APID調節泵的轉速控制乙二醇出口溫度.圖4(a)所示為方案A的控制邏輯圖，設定目標溫度為36 ℃，當換熱器出口乙二醇溶液溫度發生變化時，PID控制元件通過輸出調節海水泵的轉速以改變管道中海水流量，最終控制換熱器出口乙二醇溶液溫度接近目標溫度，測量元件實時監測換熱器出口乙二醇溶液溫度并輸入PID控制元件，形成閉環控制.該方案通過控制單一變量——泵的轉速來改變海水流量，控制邏輯簡單直接，在實際搭建硬件系統時方便易行.圖4(b)所示為方案A的控制流程圖，首先設備工作狀態直接影響乙二醇溶液被加熱后的溫度，高溫乙二醇溶液需要經換熱器被一定流量的低溫海水冷卻.基于乙二醇溶液被冷卻后的實際溫度和目標溫度，得到穩態溫差ε=TEG-36，其中TEG為乙二醇溶液被冷卻后的實際溫度.根據溫差大小直接控制泵轉速，間接控制流經換熱器的低溫海水流量，滿足安全裕度的同時，減少耗能.

圖4 方案A控制邏輯圖與控制流程圖Fig.4 Control logic diagram and control flow diagram of scheme A

方案B開環控制泵的轉速，同時PID調節旁通閥開度.首先，基于多個穩態工況點，擬合泵轉速與換熱器入口的乙二醇溫度的關系：

n=a1T3-a2T2+a3T-a4

(1)

式中：n為泵轉速；a1、a2、a3、a4為待定系數；T為換熱器入口的乙二醇溫度.式(1)可作為海水泵工作的預設關系式.控制邏輯圖如圖5(a)所示，控制流程圖如圖5(b)所示.在開環控制中，系統根據換熱器入口的乙二醇溫度和預設關系式輸出海水泵轉速，進而控制海水總流量.在閉環控制中，系統通過PID控制元件調節旁通閥開度，海水通過旁通閥流至大海.測量元件實時監測換熱器出口乙二醇溶液溫度并輸入PID控制元件，以穩態溫差ε=TEG-36為目標函數，當ε=0時，旁通閥開度不變， 當ε>0時，旁通閥開度減小，反之，旁通閥開度增大.海水總流量減去經旁通閥流出的海水流量即為進入換熱器的海水流量.該方案通過控制泵的轉速和旁通閥開度來改變海水流量，系統在動態響應時更加迅速.但旁通閥開啟后，海水通過旁通支路直接排出舷外，存在一定的能耗損失.于穩態下溫度-轉速的預設關系，根據換熱器入口乙二醇溶液的溫度輸出泵轉速，根據穩態溫差的大小控制泵旁通閥開度，向換熱器提供合適流量的低溫海水.

圖5 方案B控制邏輯圖與控制流程圖Fig.5 Control logic diagram and control flow diagram of scheme B

方案C開環和閉環同步控制泵的轉速.控制邏輯圖如圖6(a)所示，控制流程圖如圖6(b)所示.

圖6 方案C控制邏輯圖與控制流程圖Fig.6 Control logic diagram and control flow diagram of scheme C

首先，開環控制過程與控制方案B相同，輸入乙二醇溶液入口溫度，根據式(1)輸出部分泵轉速n1.閉環控制中，PID控制元件以換熱器出口乙二醇溶液溫度為輸入，以穩態溫差ε=TEG-36為目標函數，輸出部分泵轉速n2.最后，通過開環和閉環同步控制，泵輸入轉速為n1+mn2，換熱器出口乙二醇溶液溫度達到目標溫度，其中m為n2的權重，當m值變大時，系統中閉環控制權重升高.該方案整合兩種輸入信號來控制泵的轉速，改變海水流量.在開環控制中，溫度傳感器安裝在換熱器入口，以檢測高溫乙二醇溶液溫度.在乙二醇溶液進入換熱器之前，控制系統及時響應，快速調節海水流量.另外，閉環控制通過實時反饋使調節時間縮短，最終的溫度為目標溫度.但該方案相對復雜，實際硬件系統略為復雜.基于穩態下溫度-轉速的預設關系，根據換熱器入口乙二醇溶液的溫度輸出部分泵轉速n1，根據穩態溫差的大小輸出部分泵轉速n2，當ε>0時n2>0，當ε<0時n2=0.基于工程需求調整m，實現開環和閉環控制二者共同作用，泵的工作轉速為n1+mn2，向換熱器提供合適流量的低溫海水.

3 仿真方案

在設備全負荷運行時，對于理想的穩態工況，乙二醇溶液從設備吸收的熱量以及乙二醇溶液經散熱器向海水傳遞的熱量相同.乙二醇溶液的溫度變化可表示為

(2)

式中：Q為乙二醇溶液從設備吸收的熱量；ρ為乙二醇溶液的密度；V為冷卻液的體積流量(本文中其數值為450 m3/h)；cp為乙二醇溶液的定壓比熱容.基于ΔT得到乙二醇溶液流經設備輸出后的溫度，即進入換熱器之前的初始溫度.

根據上述3種控制策略，分別仿真計算得到當乙二醇溶液被冷卻至目標溫度時冷卻系統動態的響應特性.

動態仿真需給定動態工況的變化信號，即乙二醇溶液初始溫度(進入換熱器前的溫度)變化信號.本文輸入信號為階躍信號，如圖7所示，圖中t為時間，Ts為乙二醇溶液初始溫度.乙二醇溶液溫度變化為36.5 ℃～ 48 ℃，標識動態工況變化接近0～100%，即在0～80 s給定乙二醇溶液初始溫度為36.5 ℃(由于系統在0～80 s需處于運行狀態，需保證海水泵正常工作轉速大于最小轉速，故而選取初始溫度為36.5 ℃，而不是36 ℃)，在80 s時溫度信號突變為48 ℃.在電子工程和控制理論中，階躍響應是在非常短的時間之內一般系統的輸出在輸入量從0跳變為1時的體現.了解系統的階躍響應有利于評價關于這種系統的穩定性以及瞬態啟動時達到一個穩定狀態的能力[12].

圖7 階躍輸入信號圖Fig.7 Diagram of step input signal

4 仿真結果

圖8所示為3種控制方案下換熱器出口乙二醇溫度的動態響應特性.圖中的最大溫升定義為乙二醇溶液實際溫度與目標溫度差值的最大值，調節時間定義為乙二醇溶液實際溫度從開始發生變化到其降至目標溫度的0.1%范圍內(即36 ℃±0.036 ℃)所需的時間.圖8(a) 展示了方案A換熱器出口乙二醇溫度的動態響應特性.當溫度信號在80 s處發生突變，系統通過閉環調節控制泵轉速增大，流入換熱器的低溫海水增多，換熱器出口乙二醇溶液溫度出現顯著波動后快速調整至穩定狀態，即目標溫度(36 ℃).此時，系統最大超調溫升為7.82 ℃，最高溫度超過溫度上限參考值(40 ℃)，調節時間為 27.6 s.圖8(b) 展示了方案B的動態響應結果.當溫度信號發生突變時，系統快速響應，在開環調節過程中，系統根據乙二醇溶液在換熱器入口的溫度提前調整泵轉速，在閉環調節過程中，系統調小旁通閥開度，流入換熱器的低溫海水流量迅速增多，乙二醇溶液溫度先下降，后上升，系統最大超調溫升為0.38 ℃，遠低于方案C，調節時間為23.2 s.

圖8(c)和8(d)展示了方案C的動態響應結果.在80 s處溫度信號發生突變時，系統通過開環調節根據乙二醇溶液在換熱器入口的溫度輸出部分泵轉速n1，另外通過閉環調節控制泵轉速增大，流入換熱器的低溫海水增多，換熱器出口處乙二醇溶液溫度首先略有下降的原因是泵轉速n1+mn2較高，溫度出現波動后很快調整至穩定狀態.但此時泵轉速較高，有超過額定轉速的風險.當m在0～1變化時，乙二醇溶液溫度變化相近，當m=0.2, 0.8時，系統偏離穩態值的最大超調溫升分別為0.1 ℃，0.16 ℃，調節時間分別為18.7, 20.4 s.在以上3種方案中，該方案最快達到穩態溫度，系統動態響應特性表現最好.

動態仿真根據實際熱負荷動態變化實現海水供應量的實時自動調節，保證乙二醇溶液在安全溫度閾值內.本次動態仿真針對3種控制方案，根據階躍溫度變化信號的響應特性來評價各方案的控制效果.

從冷卻效果來看，當換熱器入口乙二醇溶液溫度發生變化后，換熱器出口的乙二醇溶液溫度在各控制方案下均能做出調整，最終乙二醇溶液被冷卻至目標溫度36 ℃.

由動態響應特性可以進一步分析各方案的控制效果，綜合對比各控制方案的最大超調量和調節時間，方案A的最大超調溫升較高，調節時間較長，最高溫度超過設備溫度上限參考值(40 ℃)，方案B和C中換熱器出口乙二醇溶液溫度均是先下降后略有升高，其最大溫升和調節時間均小于方案A，其中，方案C動態響應特性最好.

考慮到能耗問題，方案B中的旁通閥開啟后，過量的海水直接排出舷外，存在一定的能耗損失.

綜上分析，方案A的最大超調溫升較高，不能滿足設備冷卻需求.考慮到控制效果的最優性，推薦選用方案B或C，若要綜合考慮能耗問題，推薦選用方案C.

5 結論

本文針對大流量海水冷卻系統，基于FloMaster仿真平臺，建立仿真模型，進行了動態性能仿真分析.通過模擬極限條件下熱負荷動態變化，控制實現變工況下海水供應量的實時自動調節，得到乙二醇溶液溫度的動態變化結果.通過FloMaster-Simulink聯合仿真技術，在系統中實現了3種控制方案的模擬.通過對比分析各方案中系統的響應特性和運行特點，可以評價各方案的控制效果，為實際冷卻系統工程問題提供了參考.主要結論如下：

(1) 采用控制方案A、B和C均可使冷卻系統根據船舶設備運行狀態，實時做出相應調整，并將高溫乙二醇溶液冷卻至目標溫度，但由于方案A中閉環調節存在滯后性，最高溫度超過設備安全裕度的上限值，無法保證設備安全運行.

(2) 方案B和C采用開環和閉環控制結合的方式，其動態響應特性好，能夠滿足設備冷卻需求，均能在短時間內將高溫乙二醇溶液冷卻至目標溫度，其中方案C的最大溫升最小，調節時間最短.

(3) 采用方案C，基于穩態下乙二醇溫度和泵轉速的預設關系，系統可在變工況下快速響應，在保證最小超調量的同時，準確控制海水流量.因此，總結出在實際工程應用中，通過開環和閉環同步控制泵的轉速可以實現最優的動態響應特性和最低的能耗.