陳 波，張永軍，羅志浩

（浙江省電力試驗研究院，杭州 310014）

0 引言

火電機(jī)組的協(xié)調(diào)控制通過鍋爐主控回路和汽機(jī)主控回路中的反饋控制，保證機(jī)組在正常工況下負(fù)荷和汽壓在指定的位置。然而在負(fù)荷變動工況下，上述反饋控制將無法滿足負(fù)荷和汽壓參數(shù)的控制要求，必須通過前饋控制的手段予以改善。

前饋控制主要包括了兩個部分：靜態(tài)前饋和動態(tài)前饋。靜態(tài)前饋可根據(jù)各工況的靜態(tài)參數(shù)得出，本文所指前饋皆為動態(tài)前饋。其中作用于汽機(jī)主控回路中的汽機(jī)前饋用于釋放機(jī)組的蓄熱；作用于鍋爐主控回路中的鍋爐前饋用于克服燃料環(huán)節(jié)的滯后。因此鍋爐前饋往往被設(shè)計為根據(jù)負(fù)荷變化的微分生成，并加以適當(dāng)?shù)南拗啤．?dāng)負(fù)荷開始改變時，鍋爐前饋產(chǎn)生；當(dāng)負(fù)荷變化結(jié)束時，鍋爐前饋消失。然而諸如鍋爐前饋作用的大小、鍋爐前饋發(fā)生和復(fù)歸的時機(jī)、鍋爐前饋和負(fù)荷變動速率及變動范圍的關(guān)系等問題，則往往需要通過試驗進(jìn)行確定和調(diào)整，具有較強(qiáng)的主觀性，并耗費了較長時間。因此需要找到一種有效的鍋爐前饋快速確定方法，以提高機(jī)組協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)的調(diào)整效率。

1 鍋爐前饋作用的定性分析

當(dāng)不存在擾動時，可以認(rèn)為燃料量、蒸汽發(fā)生量和機(jī)組負(fù)荷存在確定的對應(yīng)關(guān)系。假設(shè)燃料的化學(xué)能到電能之間的轉(zhuǎn)換是沒有滯后的，那么當(dāng)負(fù)荷變動時，只需要根據(jù)確定的關(guān)系曲線對應(yīng)調(diào)整鍋爐出力即可。然而在實際過程中，燃料的化學(xué)能到電能之間的轉(zhuǎn)換存在諸多環(huán)節(jié)的滯后，僅根據(jù)目標(biāo)負(fù)荷確定的關(guān)系曲線對應(yīng)調(diào)整鍋爐出力將無法滿足負(fù)荷控制的要求。因此需要通過前饋控制的方式來克服上述滯后，滿足控制要求。

1.1 機(jī)理性分析

以某機(jī)組的負(fù)荷上升曲線過程為例，通過能量平衡法對鍋爐前饋的作用原理進(jìn)行分析，圖1為該過程中鍋爐前饋作用的原理及對比分析情況。

從圖1（a）中可以看出，在負(fù)荷上升過程中，當(dāng)鍋爐指令完全按照負(fù)荷目標(biāo)相對應(yīng)基準(zhǔn)指令曲線變化時，由于鍋爐指令轉(zhuǎn)換為實際負(fù)荷時存在滯后時間，實際負(fù)荷將滯后于負(fù)荷目標(biāo)。因此，實際負(fù)荷和負(fù)荷目標(biāo)之間的負(fù)荷偏差需要鍋爐指令的前饋控制予以修正。

在圖1（b）中，將鍋爐指令前饋控制需要修正的負(fù)荷偏差理解為一種能量，該能量可視為負(fù)荷變動過程中所需要的超前能量。考慮到鍋爐指令轉(zhuǎn)換為實際負(fù)荷存在滯后時間，在負(fù)荷變動的初期將依靠機(jī)組蓄熱來滿足該階段的能量需求。因此將上述超前能量劃分為S1和S2兩個部分，其中S1為機(jī)組蓄熱應(yīng)滿足的部分，S2為鍋爐前饋應(yīng)滿足的部分。將S2按照滯后關(guān)系對應(yīng)至鍋爐指令中的S2′，將S1按照相似關(guān)系對應(yīng)至鍋爐指令中的S1′，可以得出疊加理想鍋爐前饋后的鍋爐指令。

圖1 鍋爐前饋作用的原理及對比分析

由于鍋爐指令的變化速率受到了制粉系統(tǒng)、爐膛壓力等諸多因素的限制，在負(fù)荷變化的起始階段，鍋爐指令不可能以垂直上升的方式予以改變，而是按照允許的斜率完成變化，變化過程如圖1（c）所示?？梢钥闯觯?dāng)降低鍋爐指令的變化速率后，超前能量需求中的S1部分增加，即需要更大的機(jī)組蓄熱來完成負(fù)荷變動。

當(dāng)機(jī)組蓄熱無法滿足超前能量需求中S1的增加部分時，實際負(fù)荷將不可能完全按照負(fù)荷目標(biāo)曲線進(jìn)行改變，如圖1（d）所示。在這種蓄熱利用不足的情況下，很容易出現(xiàn)由于協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)中PID控制器對負(fù)荷和汽壓的修正導(dǎo)致實際負(fù)荷線的波動。

1.2 影響因素

假設(shè)機(jī)組蓄熱足以滿足負(fù)荷變動過程所需要的初期能量S1，對可能影響鍋爐前饋的因素進(jìn)行定性分析，如圖2所示。

圖2（a）為影響因素分析的對比工況，對鍋爐前饋影響因素的分析均對比該工況進(jìn)行，在分析過程中認(rèn)為鍋爐指令的初期變化速率保持不變。

圖2（b）為鍋爐指令滯后時間延長后的鍋爐前饋情況，從圖中可以看出：負(fù)荷變動過程所需要的初期能量S1增加，機(jī)組蓄熱的要求增大；鍋爐前饋的最大幅度增加。

圖2（c）為負(fù)荷變動速率較慢的鍋爐前饋情況，從圖中可以看出：負(fù)荷變動過程所需要的初期能量S1減小，機(jī)組蓄熱的要求減??；鍋爐前饋的最大幅度降低。

圖2（d）為負(fù)荷變動幅度較小的鍋爐前饋情況，從圖中可以看出：負(fù)荷變動過程所需要的初期能量S1不變，機(jī)組蓄熱的要求不變；鍋爐前饋的最大幅度相同，前饋作用時間縮短。

綜上所述，鍋爐前饋的最大幅度和機(jī)組的蓄熱能力、負(fù)荷變動速率有關(guān)。鍋爐前饋的作用時間和負(fù)荷變動幅度、機(jī)組蓄熱的回補(bǔ)過程有關(guān)。

2 鍋爐前饋的定量計算

考慮機(jī)組蓄熱能力滿足負(fù)荷變動過程所需要的初期能量S1，以圖1（c）中的過程為例，對鍋爐前饋的相關(guān)特性進(jìn)行定量計算。在計算中作如下定義和假設(shè)：鍋爐指令到負(fù)荷響應(yīng)的滯后時間為t min；負(fù)荷和煤量對應(yīng)關(guān)系為BD t/MWh；鍋爐指令所允許的最大變動速率為K MW/min；目標(biāo)負(fù)荷變動速率為R MW/min；目標(biāo)負(fù)荷變化幅度為M MW。

由上述假設(shè)計算可知：負(fù)荷變動過程所需要的初期能量 S1=KRt2/2（K-R）MW·min；鍋爐前饋所需要達(dá)到的理論最大高度h=RtB t/h；鍋爐前饋達(dá)到最大高度所需要的時間t1=RtB/K min；鍋爐前饋回頭時的理論時間范圍（M/R-t，M/R）min；鍋爐前饋回頭時的負(fù)荷指令和負(fù)荷目標(biāo)之間的偏差范圍（0，Rt）MW。

圖2 鍋爐前饋影響因素的對比分析

對于1臺600 MW的超臨界機(jī)組，可以近似認(rèn)為1 MW的發(fā)電能力對應(yīng)了0.42 t/h的燃煤消耗量，鍋爐滯后時間約為2.5～3 min。將其帶入上述計算公式，折算為燃料量的表征方式，計算結(jié)果如表1所示。

表1 鍋爐前饋定量計算表

根據(jù)表1中計算數(shù)據(jù)，對比國內(nèi)某600 MW超臨界機(jī)組中鍋爐前饋的實際設(shè)置參數(shù)，可以得到圖3中所示對比結(jié)果。

圖3僅表示了實際過程中鍋爐基準(zhǔn)前饋幅度和計算前饋幅度的對比情況，實際上鍋爐的前饋幅度還受到負(fù)荷偏差、壓力偏差、機(jī)組所處于的負(fù)荷段等因素修正。從圖3中可以看出，鍋爐前饋幅度的理論計算值和該機(jī)組實際運行數(shù)據(jù)基本一致。需要注意的是：

圖3 鍋爐前饋的理論計算高度和實際高度對比情況

（1）考慮到機(jī)組負(fù)荷變動階段燃燒效率下降的因素，理論計算值常常小于機(jī)組負(fù)荷變動的實際需要，因此圖3中主要偏差存在6 MW/min時，該速率為機(jī)組常用變負(fù)荷速率，在該速率下機(jī)組鍋爐前饋的實際值較高。

（2）考慮到機(jī)組在小速率變動時，鍋爐主控的自我調(diào)節(jié)能力可以修正負(fù)荷偏差；機(jī)組在大速率變動時，主要參數(shù)變化較大，需要限制前饋幅度等因素。在上述兩種情況下應(yīng)做適當(dāng)調(diào)整，機(jī)組鍋爐前饋的實際值較小。

（3）考慮到機(jī)組在不同負(fù)荷下，燃料和負(fù)荷的對應(yīng)關(guān)系變化，實際過程中鍋爐前饋高度應(yīng)根據(jù)負(fù)荷段予以修正。

3 實例分析

以某機(jī)組的實際負(fù)荷變化過程為例，分析鍋爐前饋對負(fù)荷變動過程中負(fù)荷偏差控制的影響。在負(fù)荷變動過程中負(fù)荷偏差可以分為：負(fù)荷變動的初期、負(fù)荷變動過程中和負(fù)荷變動結(jié)束時。其中：負(fù)荷變化初期，負(fù)荷偏差的控制完全依靠機(jī)組蓄熱的利用，調(diào)整鍋爐前饋的量值不能改變該階段下的負(fù)荷偏差，只能對后階段的負(fù)荷產(chǎn)生影響；負(fù)荷變動過程中，負(fù)荷偏差的控制主要和鍋爐前饋量值的大小、汽壓偏差等因素有關(guān)；負(fù)荷變動結(jié)束時，負(fù)荷偏差的控制主要和鍋爐前饋的回復(fù)時機(jī)、機(jī)組蓄熱的回補(bǔ)情況等因素有關(guān)。

圖4為某600 MW超臨界機(jī)組的兩次負(fù)荷變動過程，兩次過程的負(fù)荷變化幅度和變化速率相同。從圖中可以看出，鍋爐指令以及由鍋爐指令控制的燃料量等參數(shù)的變化形狀和理論分析結(jié)果相同。對比圖4中的A過程和B過程，可以得出：

（1）考慮到機(jī)組運行參數(shù)的平穩(wěn)，負(fù)荷變動過程初期機(jī)組蓄熱利用不能過大，因此A過程和B過程負(fù)荷變動初期的負(fù)荷偏差基本相同，與鍋爐前饋無關(guān)。

（2）A過程中的鍋爐前饋初始階段變化斜率較快，鍋爐前饋量大于B過程，因此在負(fù)荷變動過程中，A過程中期的負(fù)荷偏差控制要優(yōu)于B過程。

（3）當(dāng)鍋爐前饋整定不合適時，會導(dǎo)致汽壓偏差的出現(xiàn)，從而反過來影響機(jī)組的鍋爐主控使得負(fù)荷偏差更加難以控制。A過程中鍋爐主控對壓力偏差的修正影響了燃料量，在前饋作用最大高度相同的情況下，A過程后期的負(fù)荷偏差要大于B過程。

圖4 某600 MW超臨界機(jī)組的兩次負(fù)荷變動過程

4 結(jié)論

通過鍋爐前饋的理論研究，并結(jié)合對各典型機(jī)組實際負(fù)荷變化過程和調(diào)整過程的分析，可以得出如下結(jié)論。

（1）調(diào)整鍋爐前饋的作用幅度和速率不能解決負(fù)荷變動初期的負(fù)荷偏差控制，負(fù)荷變動初期的負(fù)荷偏差控制需要依靠機(jī)組蓄熱釋放完成。

（2）當(dāng)機(jī)組蓄熱釋放過程和鍋爐前饋配合合適時，機(jī)組實際負(fù)荷的變化曲線將和負(fù)荷目標(biāo)曲線平行變化，此時兩條曲線之間存在的負(fù)荷偏差取決于機(jī)組蓄熱的利用程度。

（3）當(dāng)鍋爐前饋偏大時，機(jī)組實際負(fù)荷的變化曲線將在負(fù)荷變化的后期超越負(fù)荷目標(biāo)曲線；當(dāng)鍋爐前饋偏小時，機(jī)組實際負(fù)荷的變化曲線和負(fù)荷目標(biāo)曲線的偏差將越來越大；總之當(dāng)機(jī)組蓄熱釋放過程和鍋爐前饋不匹配時，均需要依靠鍋爐主控和汽機(jī)主控中的PID控制器予以修正，拉長了負(fù)荷變動的動態(tài)過程。

（4）機(jī)組蓄熱的釋放過程和主蒸汽壓力、主蒸汽溫度等主要參數(shù)直接相關(guān)，蓄熱釋放量越大，上述參數(shù)波動越大。因此機(jī)組蓄熱的利用程度需要綜合考慮機(jī)組參數(shù)波動的允許程度和負(fù)荷偏差的允許程度。

（5）在一定程度上主蒸汽壓力可以表征機(jī)組的蓄熱水平，機(jī)組蓄熱的調(diào)整幅度、回補(bǔ)過程與主蒸汽壓力的變化速率相關(guān)?？紤]到負(fù)荷變動過程中主蒸汽壓力的變化速率遠(yuǎn)低于機(jī)組的負(fù)荷變化速率，鍋爐前饋的回頭時間要早于理論分析時間，負(fù)荷變動后機(jī)組蓄熱的回補(bǔ)大多依靠鍋爐主控PID控制器對主汽壓力的修正予以完成。

（6）負(fù)荷變化過程中汽壓設(shè)定值的生成應(yīng)和機(jī)組實際蓄熱水平的變化匹配，如不匹配，過程中產(chǎn)生的壓力偏差將影響鍋爐主控的輸出，從而對負(fù)荷控制造成擾動。在負(fù)荷變化初期，對主蒸汽壓力設(shè)定進(jìn)行相應(yīng)的反向調(diào)整；在負(fù)荷變化初期，當(dāng)主蒸汽壓力和負(fù)荷變化方向相反時閉鎖主蒸汽壓力設(shè)定值；在負(fù)荷變化過程中，根據(jù)主蒸汽壓力判斷機(jī)組蓄熱水平，動態(tài)調(diào)整鍋爐主控PID控制器對壓力偏差的控制強(qiáng)弱，上述手段為常用調(diào)整方式。

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