馬國林

(國家電投集團寧夏能源鋁業(yè)有限公司，寧夏 銀川 750002)

0 前言

頻率是評價電力系統(tǒng)性能的重要指標(biāo)，電網(wǎng)的負(fù)荷側(cè)和發(fā)電側(cè)的隨機波動和變化導(dǎo)致的供需不平衡使得電網(wǎng)的頻率不能維持在50 Hz，而電網(wǎng)運行時要求電力系統(tǒng)的頻率控制在50±0.1 Hz的范圍內(nèi)[1]。當(dāng)前我國電網(wǎng)安穩(wěn)系統(tǒng)主要是以電網(wǎng)功角穩(wěn)定和電壓穩(wěn)定為目標(biāo)進行控制，未充分考慮孤網(wǎng)的異常動態(tài)頻率行為[2]。當(dāng)大電網(wǎng)解列成孤網(wǎng)時，原以保護電器為主的保護方式和以直接控制發(fā)電機功率的控制方式已不再適用，需要切換為發(fā)電機組同步運行和系統(tǒng)中能量平衡的速度控制方式[3]。孤網(wǎng)與大型電網(wǎng)的運行特點有較大不同，存在的頻率控制問題更為突出[4]。作為高耗能產(chǎn)業(yè)，電解鋁生產(chǎn)企業(yè)通常擁有自備電廠[5]，正常情況下，這些電廠按自發(fā)自用的原則安排生產(chǎn)，這些點對點的直供機組與電解鋁負(fù)荷及兩者間的供電線路，構(gòu)成了一個孤網(wǎng)熱力系統(tǒng)。而網(wǎng)頻穩(wěn)定的電力供給對電解鋁生產(chǎn)企業(yè)的安全經(jīng)濟運行極其重要，電解鋁生產(chǎn)過程中，停電3 h以上將造成巨大的經(jīng)濟損失。因此，改進和完善孤網(wǎng)運行系統(tǒng)中點對點直供機組的調(diào)頻性能，對維持電力系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定，保障電解鋁生產(chǎn)企業(yè)的生產(chǎn)安全和經(jīng)濟效益具有重大意義。

針對孤網(wǎng)系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性問題，相關(guān)研究人員開展了大量的工作，提出多種解決方案和優(yōu)化控制策略，趙中原等提出基于晶閘管的快速、靈活控制的電子負(fù)荷技術(shù)[6]，葉永春在文獻[7]中從機組的選型、設(shè)計方面提出了相應(yīng)的解決方案。但這些技術(shù)和方案往往對具體的孤網(wǎng)系統(tǒng)缺乏針對性。

本文針對某電解鋁生產(chǎn)企業(yè)及其自備電廠和供電線路組成的孤網(wǎng)系統(tǒng)，建立了相應(yīng)的系統(tǒng)模型，并在該模型的基礎(chǔ)上對原有控制策略下直供機組的調(diào)頻性能進行了仿真分析，根據(jù)分析的結(jié)果制定相應(yīng)的優(yōu)化控制策略，并通過機組實際運行效果驗證了優(yōu)化策略的有效性和可行性。

1 孤網(wǎng)熱力系統(tǒng)模型建立

針對孤網(wǎng)直供機組調(diào)頻控制優(yōu)化研究，采用模塊化的建模方法，主要建立機組主汽輪機系統(tǒng)模型、鍋爐系統(tǒng)模型、整流機組模型以及鋁廠負(fù)荷系統(tǒng)模型，并將上述模型整合，進行各工況下的機組調(diào)頻性能分析。

1.1 主汽輪機系統(tǒng)模型

借鑒于達仁等[8]建立的汽輪機模型作為本文的汽輪機基礎(chǔ)模型，主要包括汽輪機高調(diào)門模型、蒸汽容積模型、回?zé)嵯到y(tǒng)模型、再熱容積模型、轉(zhuǎn)子模型、空冷島模型、考慮實際情況的電液伺服系統(tǒng)模型、閥門管理模型、考慮數(shù)字控制采樣保持、旁路保護控制、OPC模型油動機模型等。

1.2 鍋爐系統(tǒng)模型

本案例中的鍋爐為東方鍋爐廠生產(chǎn)的超臨界參數(shù)變壓運行螺旋管圈直流爐，是一種單爐膛、一次中間再熱、采用前后墻對沖燃燒方式、平衡通風(fēng)、緊身封閉、固態(tài)排渣、全鋼懸吊結(jié)構(gòu)的Π型鍋爐。

鍋爐燃燒系統(tǒng)可以近似看成一個帶延遲的一階慣性環(huán)節(jié)[9]

(1)

式中μB——燃燒率指令；

Qr——燃料燃燒的放熱量；

τ——燃燒通道的純時延時間；

T1——燃燒通道的時間常數(shù)；

K、τ、T1——根據(jù)系統(tǒng)設(shè)計的不同會有變化。

對螺旋管圈內(nèi)工質(zhì)這一控制體運用質(zhì)量守恒微分方程，有

(2)

式中mL——螺旋管圈中工質(zhì)的質(zhì)量；

Gin——給水流量；

Gjian——中間點蒸汽量。

根據(jù)能量守恒定律，有

(3)

式中mLhL——螺旋管圈內(nèi)工質(zhì)的能量；

Ginhin——給水能量；

Gjianhjian——鍋爐中間點蒸汽帶走的能量；

Qi——鍋爐吸熱量。

同理，在過熱器中有

(4)

(5)

式中mg——過熱器內(nèi)工質(zhì)的質(zhì)量；

Gj——減溫水流量；

Gz——主蒸汽流量；

mghg——過熱器中的工質(zhì)的能量；

Gjhj——減溫水所含能量；

Gzhz——主蒸汽帶走的能量；

Q2——過熱器吸熱量。

根據(jù)以上關(guān)系，建立鍋爐系統(tǒng)模型。

1.3 鋁廠負(fù)荷系統(tǒng)模型

某電解鋁生產(chǎn)企業(yè)的電解負(fù)荷系統(tǒng)由288個電解槽串聯(lián)而成，每個電解槽可等效為一個原電池，具有反電勢Ec和槽電阻R，其中槽電阻R是可變的。由等效電路圖可知，電路滿足歐姆定律，槽電阻R為

R=(Uc-Ec)/Ic

式中R——槽電阻;

Uc——槽電壓;

Ec——反電動勢;

Ic——系列電流。

一般情況下，槽溫變化較小，因此本模型忽略槽溫等外界變化對槽電阻的影響，主要研究Al2O3濃度、極距變化對槽電阻的影響，并結(jié)合某鋁廠電解槽運行數(shù)據(jù)，利用最小二乘曲線擬合方法建立槽電阻數(shù)學(xué)模型，為槽控系統(tǒng)提供精確的負(fù)載模型。

1.4 整流機組模型

電解鋁供電系統(tǒng)是由高壓電網(wǎng)提供的交流電經(jīng)有載調(diào)壓變壓器(OLTC) 降壓調(diào)壓后，再通過整流變壓器降壓，經(jīng) SR 調(diào)節(jié)和二極管整流器整流，將交流電轉(zhuǎn)換為用于電解生產(chǎn)的直流電。據(jù)此在MATLAB中建立基本的電解鋁系列整流機組模型。

2 系統(tǒng)調(diào)頻性能分析

2.1 典型工況下系統(tǒng)調(diào)頻性能分析

利用第一節(jié)中建立的孤網(wǎng)熱力系統(tǒng)模型，對各種典型工況進行了仿真分析，分析現(xiàn)有控制系統(tǒng)在孤網(wǎng)運行下暴露出的不足之處。具體包括：

(1)電解槽發(fā)生陽極效應(yīng)

模擬電解槽發(fā)生陽極效應(yīng)過程，總負(fù)荷因此上升了3.5%，從而引起了汽機轉(zhuǎn)速下降，此時，雖然一次調(diào)頻投入，及時開大了主調(diào)閥，但是一次調(diào)頻調(diào)節(jié)幅度的存在，限制了主調(diào)閥的進一步開大，導(dǎo)致汽輪機轉(zhuǎn)速的進一步下降，而在后期，鍋爐跟隨緩慢，鍋爐負(fù)荷沒有快速增加，導(dǎo)致汽輪機轉(zhuǎn)速的進一步下降。發(fā)電功率控制效果如圖1所示。

圖1 發(fā)生陽極效應(yīng)時發(fā)電功率控制效果

(2)發(fā)電機組突甩負(fù)荷工況

發(fā)電機突甩負(fù)荷情況下，隨著電解系列負(fù)荷下降，汽機轉(zhuǎn)速上升，一次調(diào)頻隨即動作，關(guān)小閥門，抑制住汽機轉(zhuǎn)速的進一步上升，然而隨著電解系列負(fù)荷持續(xù)下降，一次調(diào)頻的動作值受到調(diào)頻幅度的限制，無法繼續(xù)下降，引起汽輪機轉(zhuǎn)速進一步上升，很快達到了103%額定轉(zhuǎn)速，引發(fā)OPC動作，此時電解系列負(fù)載仍然較大，因此汽機轉(zhuǎn)速迅速下降，3 s后OPC復(fù)位，但此時主調(diào)門開度仍然維持在高位，同時鍋爐負(fù)荷也沒有來得及下降，因此汽機轉(zhuǎn)速又迅速上升，直至超速引起OPC動作，如此反復(fù)。在該過程中，OPC反復(fù)動作，且汽機轉(zhuǎn)速大部分時間偏低。在此情況下，電機端電壓和電流變化劇烈。為保證功率平衡，勵磁系統(tǒng)失穩(wěn)，電機已經(jīng)失步。在實際運行中電機和負(fù)載解列，負(fù)荷迅速下降至0。

發(fā)電機組突甩負(fù)荷25%和100%(自帶廠用電)情況下的發(fā)電頻率隨時間變化曲線如圖2和圖3所示。

圖2 突甩負(fù)荷25%工況下發(fā)電頻率控制效果

圖3 突甩負(fù)荷100%工況下發(fā)電頻率控制效果

(3)整流機組穩(wěn)流失控工況

當(dāng)整流機組穩(wěn)流失控工況發(fā)生時，各機組瞬間降負(fù)荷總計約150 MW，機組電流無法短時升起來，電解系列降負(fù)荷運行約20 min，穩(wěn)流系統(tǒng)經(jīng)逐臺處理后逐漸升全負(fù)荷。此時的發(fā)電頻率控制效果如圖4所示。

圖4 穩(wěn)流失控工況下發(fā)電頻率控制效果

2.2 頻率控制效果影響因素分析及總結(jié)

通過以上仿真分析，結(jié)合機組實際控制策略，該孤網(wǎng)熱力系統(tǒng)的直供機組在調(diào)頻過程中主要存在以下問題：

(1)一次調(diào)頻限幅使得汽機功率無法在大范圍內(nèi)自動跟蹤匹配鋁側(cè)負(fù)荷，頻率變化超出允許范圍。

(2)一次調(diào)頻調(diào)節(jié)限幅嚴(yán)重限制了一次調(diào)頻的能力，造成一次調(diào)頻控制效果波動，特別是在電解系列降負(fù)荷速率較大時，會發(fā)生超速，引起OPC頻繁動作。

(3)由于汽機側(cè)電負(fù)荷保持在相當(dāng)高水平,在OPC動作后延遲的3 s內(nèi)，轉(zhuǎn)速已經(jīng)降到3 000 rpm以下,嚴(yán)重超過允許范圍。

(4)一次調(diào)頻存在穩(wěn)態(tài)偏差。

(5)缺少機組負(fù)荷自動生成回路，無法自動跟蹤鋁側(cè)負(fù)荷，導(dǎo)致AGC系統(tǒng)無法投入自動。

3 直供機組調(diào)頻優(yōu)化方案設(shè)計及控制效果分析

根據(jù)以上問題分析，對直供機組原有的調(diào)頻控制方案進行改進，具體優(yōu)化方案如下。

3.1 取消一次調(diào)頻死區(qū)

與公網(wǎng)相比，孤網(wǎng)熱力系統(tǒng)中，鋁側(cè)負(fù)載的用電負(fù)荷變化直接反應(yīng)為對直供機組的功率輸出需求，為提高機組負(fù)荷變化響應(yīng)速度，將原有控制邏輯中一次調(diào)頻的調(diào)頻死區(qū)去掉。

3.2 放開一次調(diào)頻上下限

放開一次調(diào)頻上下限，將油動機全行程作為一次調(diào)頻的動作范圍。優(yōu)化前后控制效果對比如圖5所示。

3.3 添加無差調(diào)頻回路

針對一次調(diào)頻存在穩(wěn)態(tài)偏差的問題，考慮對一次調(diào)頻添加無差調(diào)頻回路。如圖6所示，原有的有差一次調(diào)頻指令由頻率偏差及不等率偏差組成，而虛線框內(nèi)下方的PID控制器輸出為無差修正回路，對無差調(diào)頻回路的參數(shù)進行整定，對比分析PID控制器中，Ti和Td的變化對系統(tǒng)響應(yīng)變化情況的影響，整定出最佳PID參數(shù)。并仿真對比有微分控制、無微分控制以及微分加限幅同時控制的控制效果， 據(jù)此得出最佳的PID控制參數(shù)取值，無差調(diào)節(jié)回路Kp=1，Ki=1，Kd=20,且微分項要加限幅(±0.2)，以防止微分對甩負(fù)荷的不利影響。

圖5 發(fā)生陽極效應(yīng)時發(fā)電功率控制效果對比

圖6 添加無差調(diào)頻回路后的一次調(diào)頻改進控制策略

對比分析添加無差調(diào)頻回路前后，電解槽停槽、通電負(fù)荷變化過程，系統(tǒng)頻率響應(yīng)如圖7所示。從圖中可知，添加無差調(diào)頻回路后，轉(zhuǎn)速波動明顯變小。

圖7 突甩負(fù)荷100%工況下發(fā)電頻率控制效果對比

圖8 突甩負(fù)荷25%工況下發(fā)電頻率控制效果對比

3.4 OPC控制優(yōu)化

根據(jù)前述對原有的OPC控制邏輯對網(wǎng)頻調(diào)節(jié)影響的分析，針對汽輪機超速控制環(huán)節(jié)進行如下優(yōu)化：當(dāng)汽機轉(zhuǎn)速超過103%額定轉(zhuǎn)速且轉(zhuǎn)速加速度為正時，OPC動作；當(dāng)轉(zhuǎn)速低于103%額定轉(zhuǎn)速且加速度為負(fù)時，OPC復(fù)位。

3.5 添加負(fù)荷指令生成回路

針對孤網(wǎng)運行方式下，機組負(fù)荷指令無法自動生成，二次調(diào)頻控制無法投入自動的問題，考慮設(shè)計一個合理的機組負(fù)荷指令。實際上，發(fā)電機功率測量值反映了鋁側(cè)負(fù)載的功率需求，因此，考慮將發(fā)電機功率測量值前饋作為機組負(fù)荷指令。

4 綜合優(yōu)化仿真及實際應(yīng)用效果分析

4.1 典型工況綜合仿真分析

按照前述優(yōu)化策略對直供機組調(diào)頻控制系統(tǒng)進行綜合優(yōu)化，在與2.1節(jié)相對應(yīng)的幾種典型運行工況下對控制策略優(yōu)化前后的網(wǎng)頻控制效果進行仿真分析，結(jié)果如圖6至圖9所示。

圖9 穩(wěn)流失控工況下發(fā)電頻率控制效果對比

分析上述仿真結(jié)果可知，與原有控制策略相比，所提出的優(yōu)化控制策略，在各種典型工況下能夠有效的將直供系統(tǒng)的網(wǎng)頻控制在相對穩(wěn)定的范圍內(nèi)。

4.2 實際應(yīng)用效果分析

將上述控制策略在電廠實際生產(chǎn)過程中進行投運，在鋁側(cè)倒換整流機組典型工況時，主汽壓力由15.35 MPa漲至15.63 MPa，又降至15.24 MPa后恢復(fù)正常值15.35 MPa。有功功率由151 MW降至120 MW后恢復(fù)到正常值151 MW。實際現(xiàn)場控制效果如圖10所示。

圖10 鋁側(cè)倒換整流機組典型工況實際現(xiàn)場控制效果圖

5 結(jié)論

本文針對某電解鋁生產(chǎn)企業(yè)與其自備電廠所組成的孤網(wǎng)熱力系統(tǒng)中存在的頻率穩(wěn)定性問題，開展優(yōu)化策略研究，分析了孤網(wǎng)運行相對于大電網(wǎng)公網(wǎng)運行的差異，并通過仿真分析發(fā)現(xiàn)現(xiàn)有的調(diào)頻控制策略存在的問題，有針對性的設(shè)計出相應(yīng)的優(yōu)化控制策略如下：

(1)取消一次調(diào)頻死區(qū)；

(2)放開一次調(diào)頻上下限；

(3)添加無差調(diào)頻回路；

(4)設(shè)計機組負(fù)荷指令，實現(xiàn)二次調(diào)頻自動控制，并對OPC動作條件進行優(yōu)化。

根據(jù)仿真結(jié)果，可以得出如下結(jié)論：采取所提出的優(yōu)化控制策略后，在絕大多數(shù)情況下(包括電廠RB)均能將網(wǎng)頻穩(wěn)定控制在49.5～50.5Hz的范圍內(nèi)，取得了良好的控制效果。