劉恩仁，李然磊，周長(zhǎng)來(lái)，朱永峰，高 嵩，張 超

（1.國(guó)網(wǎng)山東省電力公司電力科學(xué)研究院，山東 濟(jì)南 250003；2.大唐臨清熱電有限公司，山東 聊城 252600；3.山東科技大學(xué)，山東 青島 266590）

0 引言

截至2019 年底，我國(guó)熱電聯(lián)產(chǎn)裝機(jī)規(guī)模占火電總裝機(jī)規(guī)模的37.6%。隨著新能源發(fā)電的大規(guī)模并網(wǎng)，火力發(fā)電企業(yè)利潤(rùn)逐步縮減，為了增加利潤(rùn)，很多純凝機(jī)組改造為供熱機(jī)組。未來(lái)，熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組在火力發(fā)電機(jī)組中的占比會(huì)越來(lái)越高。

在國(guó)內(nèi)，熱電聯(lián)產(chǎn)的超臨界機(jī)組大部分容量為350 MW，其中大部分用于冬季采暖供熱，少部分用于工業(yè)供熱［1］。以某電廠350 MW 超臨界機(jī)組參與周邊工業(yè)園區(qū)工業(yè)供熱項(xiàng)目為例進(jìn)行分析，該機(jī)組最大連續(xù)蒸發(fā)量為1 033 t／h，單臺(tái)機(jī)組最大對(duì)外供氣量可達(dá)250 t／h。

AGC-PROPR 模式是無(wú)條件承擔(dān)調(diào)節(jié)功率的自動(dòng)發(fā)電控制模式。機(jī)組在AGC-POROP 模式下，AGC指令變化頻繁，對(duì)機(jī)組調(diào)節(jié)性能要求高。供熱機(jī)組由于從中壓缸中抽出部分蒸汽用于供應(yīng)熱負(fù)荷的需求，抽出的蒸汽未在中壓缸中完全做功，從而造成機(jī)組電負(fù)荷與鍋爐負(fù)荷之間的不匹配。所以高供熱負(fù)荷超臨界機(jī)組在AGC-PROPR 模式下，經(jīng)常會(huì)出現(xiàn)AGC 調(diào)節(jié)性能不符合要求的情況。

1 問(wèn)題分析

該機(jī)組投AGC-PROPR 模式后，AGC 性能指標(biāo)長(zhǎng)期不合格，調(diào)節(jié)速率指標(biāo)（k1）長(zhǎng)期小于1，調(diào)節(jié)精度指標(biāo)（k2）［2］也不滿(mǎn)足要求。圖1 為該機(jī)組未優(yōu)化前投AGC-PROPR 模式后的一段時(shí)間內(nèi)的主要參數(shù)趨勢(shì)。

圖1 優(yōu)化前主要參數(shù)趨勢(shì)

為了增強(qiáng)對(duì)比性，對(duì)t1段和t2段分別計(jì)算AGC性能指標(biāo)：調(diào)節(jié)速率（k1）、調(diào)節(jié)精度（k2）、響應(yīng)時(shí)間（k3）以及綜合指標(biāo)（kP）。計(jì)算結(jié)果如表1 所示。

表1 AGC 性能指標(biāo)分析

從圖1 和表1 可看出，t2段的性能指標(biāo)明顯比t1段的差。t2段的綜合性能指標(biāo)kP為0.91，根據(jù)《華北區(qū)域發(fā)電廠并網(wǎng)運(yùn)行管理實(shí)施細(xì)則》中對(duì)AGC 性能考核的規(guī)定，綜合性能指標(biāo)小于1 的機(jī)組，不滿(mǎn)足要求。

1.1 汽機(jī)主控性能

從圖1 可以看出，t2段的調(diào)節(jié)速率小、調(diào)節(jié)精度低，說(shuō)明汽機(jī)主控PID 的比例和積分不夠強(qiáng)，導(dǎo)致汽機(jī)調(diào)速汽門(mén)的動(dòng)作不夠迅速，無(wú)法滿(mǎn)足AGC-PROPR模式下快速變負(fù)荷的要求。汽機(jī)主控邏輯中包含負(fù)荷指令的微分前饋，當(dāng)機(jī)組頻繁變負(fù)荷時(shí)，負(fù)荷指令的微分前饋會(huì)起到反調(diào)作用，不利于機(jī)組快速跟隨AGC 指令做出調(diào)整。

1.2 鍋爐主控性能

鍋爐的控制主要在于風(fēng)、煤、水的控制，風(fēng)只要能保證鍋爐富氧燃燒即可，對(duì)超臨界直流爐來(lái)說(shuō)，煤和水要在保證一定水煤比的情況下，水的響應(yīng)要滯后，煤的響應(yīng)要快［3］。從主汽壓的變化趨勢(shì)可以看出，t2段主汽壓有一個(gè)明顯上漲的趨勢(shì)，主汽壓偏差最大達(dá)到了2 MPa。當(dāng)AGC 向下發(fā)指令時(shí)，雖然汽機(jī)關(guān)小調(diào)速汽門(mén)減少了進(jìn)汽量，但由于這時(shí)主汽壓上漲的趨勢(shì)又增加了蒸汽的做功能力，導(dǎo)致了這一段時(shí)間內(nèi)，有功功率跟不上負(fù)荷指令。t1段汽壓的波動(dòng)相對(duì)平穩(wěn)，所以t1段的AGC 性能指標(biāo)要好得多。汽壓波動(dòng)大的原因主要在于鍋爐的響應(yīng)滯后性。當(dāng)AGC 指令快速增長(zhǎng)時(shí)，汽機(jī)快速開(kāi)大調(diào)速汽門(mén)以增加進(jìn)汽量，但調(diào)速汽門(mén)開(kāi)大會(huì)造成汽壓下降，這時(shí)候就需要鍋爐快速響應(yīng)以彌補(bǔ)汽壓的變化。但該機(jī)組鍋爐響應(yīng)的滯后性較大，所以導(dǎo)致汽壓波動(dòng)大。

1.3 燃料主控性能

通過(guò)圖1 可以看出燃料量的響應(yīng)很慢，不論是t1段還是t2段，燃料量曲線和燃料指令曲線沒(méi)有交點(diǎn)，燃料量的變化跟不上燃料指令的變化。該機(jī)組配備正壓直吹制粉系統(tǒng)，煤粉的形成要經(jīng)過(guò)輸煤、給煤、磨煤等過(guò)程，所以燃料響應(yīng)較慢。而且從圖1 中可以看出，燃料量指令的變化趨勢(shì)過(guò)于平滑，沒(méi)有急轉(zhuǎn)折點(diǎn)，這說(shuō)明燃料指令的生成也慢。

2 優(yōu)化方法

2.1 供熱負(fù)荷—電負(fù)荷信號(hào)轉(zhuǎn)換

由于機(jī)組從中壓缸排汽中抽出部分蒸汽用于供熱負(fù)荷的需要，此部分蒸汽未做功，勢(shì)必會(huì)造成機(jī)組發(fā)電負(fù)荷和鍋爐負(fù)荷之間的不匹配。此時(shí)如果仍以原負(fù)荷指令為基準(zhǔn)進(jìn)行協(xié)調(diào)控制，必然會(huì)造成鍋爐能量和汽輪機(jī)需求能量之間的失衡［4］，從而導(dǎo)致機(jī)組負(fù)荷、壓力、溫度等參數(shù)的失調(diào)。不但會(huì)影響機(jī)組的安全性，更無(wú)法滿(mǎn)足AGC-PROPR 模式快速變負(fù)荷需要。因此將抽汽供熱流量轉(zhuǎn)換為發(fā)電負(fù)荷是十分有必要的。

常規(guī)的經(jīng)驗(yàn)公式轉(zhuǎn)換法需要測(cè)量抽汽流量、抽汽溫度、抽汽壓力等參數(shù)，計(jì)算復(fù)雜且影響因素較多，難以滿(mǎn)足該機(jī)組帶熱供熱流量快速變負(fù)荷的需求。通過(guò)汽輪機(jī)的系統(tǒng)熱平衡圖，設(shè)計(jì)了適合本機(jī)組的轉(zhuǎn)換函數(shù)F1（x）和F2（x）。F1（x）是由12 個(gè)點(diǎn)組成的折線函數(shù)，F(xiàn)2（x）是由6 個(gè)點(diǎn)組成的折線函數(shù)，F(xiàn)1（x）和F2（x）的參數(shù)設(shè)置如表2 和表3 所示。增加的供熱負(fù)荷—發(fā)電負(fù)荷轉(zhuǎn)換邏輯如圖2 所示，調(diào)節(jié)級(jí)壓力經(jīng)過(guò)兩個(gè)轉(zhuǎn)換函數(shù)計(jì)算出轉(zhuǎn)換系數(shù)，轉(zhuǎn)換系數(shù)乘以濾波后供熱流量就能得出轉(zhuǎn)換后的發(fā)電負(fù)荷。

圖2 供熱負(fù)荷—發(fā)電負(fù)荷信號(hào)轉(zhuǎn)換邏輯

表2 轉(zhuǎn)換函數(shù)F1（x）參數(shù)設(shè)置

表3 轉(zhuǎn)換函數(shù)F2（x）參數(shù)設(shè)置

2.2 供熱流量信號(hào)濾波處理

供熱抽汽流量信號(hào)具有高頻波動(dòng)性，而且該電廠兩臺(tái)機(jī)組共同承擔(dān)對(duì)外供汽的任務(wù)，當(dāng)一臺(tái)機(jī)組停機(jī)或者降負(fù)荷的時(shí)候，另外一臺(tái)機(jī)組的抽汽流量就會(huì)大幅增加，這加劇了供熱流量信號(hào)的波動(dòng)性。供熱流量信號(hào)的波動(dòng)勢(shì)必會(huì)造成轉(zhuǎn)化后的電負(fù)荷信號(hào)輸出的波動(dòng)，這會(huì)降低機(jī)組控制的穩(wěn)定性。

為了減小抽汽流量信號(hào)頻繁波動(dòng)對(duì)控制系統(tǒng)的影響，圖2 中把供熱流量信號(hào)用超前滯后模塊LEADLAG 進(jìn)行濾波處理，LEADLAG 是一個(gè)非線性的超前滯后函數(shù)，tLEAD是超前時(shí)間，tLAG是滯后時(shí)間。為了得到最佳濾波效果，設(shè)置了3 種信號(hào)處理方法（一階慣性（tLEAD=0，tLAG=20）、五階慣性取平均（tLEAD=0，tLAG=20）、五階慣性取平均（tLEAD=0，tLAG=40））進(jìn)行仿真試驗(yàn)。仿真結(jié)果如圖3 所示，經(jīng)過(guò)對(duì)比分析可以看出五階慣性取平均（tLAG=20）后的供熱流量信號(hào)既不失真，又能有效濾波。一階慣性（tLAG=20）處理后的信號(hào)濾波效果不佳，五階慣性取平均（tLAG=40）處理后的信號(hào)失真嚴(yán)重。最終選取五階慣性取平均 （tLAG=20）作為最終的信號(hào)濾波方法。

圖3 供熱流量信號(hào)不同處理方法對(duì)比

2.3 燃料主控的優(yōu)化

汽壓波動(dòng)大的原因是鍋爐調(diào)整得慢，而鍋爐慢的原因又和燃料調(diào)整慢有關(guān)。燃料主控中存在的問(wèn)題有兩個(gè)，第一個(gè)問(wèn)題是燃料量指令生成慢，第二個(gè)問(wèn)題是實(shí)際燃料量響應(yīng)慢。

優(yōu)化前的燃料主控邏輯如圖4 所示，圖中LEADLAG 為超前滯后模塊，HLLMT 為限值模塊，DEV 為減法模塊、SUM 為加法模塊，F(xiàn)(x)為鍋爐主控指令—燃料量對(duì)應(yīng)函數(shù)。燃料指令的生成由燃料變負(fù)荷前饋（BIR）、鍋爐主控指令對(duì)應(yīng)的理論燃料量、主汽壓指令的微分前饋組成。微分前饋是為了增加速度，但主汽壓指令的微分值很小，不能滿(mǎn)足快速變負(fù)荷的要求。圖5 是優(yōu)化后的燃料主控邏輯，為了能讓燃料主控能快速根據(jù)壓力偏差去調(diào)整燃料量，把燃料主控原邏輯中主汽壓指令的微分改為鍋爐主控指令的微分。鍋爐主控指令中既包含了對(duì)壓力的控制，還有壓力偏差的微分前饋，燃料主控邏輯增加鍋爐主控指令的微分前饋，既能滿(mǎn)足快速變負(fù)荷的需要，又能在壓力偏差大時(shí)及時(shí)調(diào)整燃料量。

圖4 優(yōu)化前燃料主控邏輯

圖5 優(yōu)化后燃料主控邏輯

為了讓實(shí)際燃料量能更快地跟隨燃料量指令，把燃料主控PID 的kP由0.8 加快至1，ti值由35 調(diào)整至25。

2.4 鍋爐主控和汽機(jī)主控優(yōu)化

在鍋爐和汽機(jī)的控制中，鍋爐的控制要比汽機(jī)復(fù)雜。汽機(jī)只有一個(gè)被控對(duì)象——調(diào)速汽門(mén)，而鍋爐的控制既包括風(fēng)、煤、水的控制，又要兼顧風(fēng)、煤、水控制的協(xié)調(diào)性，風(fēng)的控制要保證鍋爐的富氧燃燒，煤和水的控制要在保證水煤比的穩(wěn)定［5］。機(jī)組投入AGC-PROPR 模式，要求機(jī)組能快速地跟隨AGC指令的變化，并滿(mǎn)足調(diào)節(jié)速度、調(diào)節(jié)精度、響應(yīng)時(shí)間的要求。

圖6 為協(xié)調(diào)控制下的汽機(jī)主控邏輯，汽機(jī)主控指令的形成有兩部分，一部分是由功率偏差經(jīng)PID調(diào)節(jié)給出，一部分是負(fù)荷指令的微分前饋和負(fù)荷指令的函數(shù)前饋。

該機(jī)組未優(yōu)化前投AGC-PROPR 模式，調(diào)節(jié)速率和調(diào)節(jié)精度都不符合要求。為了增加汽機(jī)調(diào)節(jié)的快速性，汽機(jī)主控邏輯中有負(fù)荷指令的前饋，汽機(jī)主控除了PID 參數(shù)不合適外，微分前饋對(duì)負(fù)荷的反調(diào)也是造成汽機(jī)主控調(diào)節(jié)慢的原因。圖7 是該機(jī)組變負(fù)荷過(guò)程中汽機(jī)主控的變化曲線，圓圈標(biāo)注的地方是微分前饋反調(diào)的地方，當(dāng)有功功率跟不上負(fù)荷指令時(shí)，需要汽機(jī)主控指令快速減小，但當(dāng)負(fù)荷指令和AGC 指令相等時(shí)，由于微分的反調(diào)作用，造成汽機(jī)主控指令不但沒(méi)有繼續(xù)快速下降，反而有上漲的趨勢(shì)。為了減小汽機(jī)主控微分前饋的反調(diào)作用，把微分前饋的增益由4 調(diào)整為1.5。

圖6 協(xié)調(diào)控制下的汽機(jī)主控邏輯

為了增加機(jī)組的調(diào)節(jié)速率和調(diào)節(jié)精度，把汽機(jī)主控PID 的kP值由0.85 加快至0.95，ti值由7.2 調(diào)整至6.5。

該機(jī)組在汽機(jī)主控調(diào)PID 參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化后，AGC 的調(diào)節(jié)速率和調(diào)節(jié)精度有一定的改善，但主汽壓波動(dòng)仍然很大，主汽壓偏差最大能達(dá)到1.5 MPa，主汽壓波動(dòng)大使機(jī)組的AGC 無(wú)法滿(mǎn)足要求。

圖7 未優(yōu)化前汽機(jī)主控趨勢(shì)

鍋爐主控邏輯如圖8 所示，鍋爐主控指令的形成由三部分組成，一是由主汽壓偏差經(jīng)PID 調(diào)節(jié)器給出，二是主汽壓偏差的微分前饋，三是疊加供熱轉(zhuǎn)換后負(fù)荷的負(fù)荷指令的前饋。

為了改善鍋爐主控的調(diào)節(jié)性能，減小主汽壓的波動(dòng)，鍋爐主控PID 的kP值由0.7 加快至0.95，主汽壓偏差的微分輸出限幅由±4 改為±10。

圖8 協(xié)調(diào)控制下的鍋爐主控邏輯

3 優(yōu)化結(jié)論及效果

經(jīng)過(guò)優(yōu)化，該機(jī)組AGC-PROPR 模式的主要參數(shù)趨勢(shì)如圖9 所示。優(yōu)化后的AGC 性能得到了大幅提升，主汽壓不再周期性地大幅波動(dòng)，主汽壓偏差能控制在0.6 MPa 以?xún)?nèi)，燃料量指令和總?cè)剂狭康淖兓俣群蛢?yōu)化前相比得到了大幅提升。有功功率能壓著負(fù)荷指令曲線變化，優(yōu)化后的k1、k2、k3分別為1.15、1.16、1.85。

圖9 優(yōu)化后主要參數(shù)趨勢(shì)

導(dǎo)致超臨界供熱機(jī)組AGC 性能指標(biāo)不合格的原因包括：

1）超臨界供熱機(jī)組投AGC-PROPR 模式后，主汽壓易波動(dòng)，即影響機(jī)組安全性，壓力的波動(dòng)又會(huì)影響機(jī)組快速變負(fù)荷能力。

2）超臨界供熱機(jī)組在供熱流量較大的情況下，鍋爐能量和汽輪機(jī)需求能量的不平衡加大，鍋爐和汽機(jī)協(xié)調(diào)性變差。機(jī)組必須同時(shí)滿(mǎn)足較高的供熱負(fù)荷與發(fā)電負(fù)荷的要求［6-7］。

3）AGC-PROPR 模式下，負(fù)荷變化頻繁，對(duì)調(diào)節(jié)速率、調(diào)節(jié)精度、響應(yīng)時(shí)間要求較高，再加上供熱流量大等原因，機(jī)組原PID 參數(shù)不再滿(mǎn)足要求。

針對(duì)超臨界供熱機(jī)組的AGC-PROPR 模式優(yōu)化策略包括：

1）增加供熱負(fù)荷—發(fā)電負(fù)荷轉(zhuǎn)換模塊，把轉(zhuǎn)換后的發(fā)電負(fù)荷加原負(fù)荷指令送到鍋爐主控中。消除鍋爐能量和汽輪機(jī)需求能量的不平衡。

2）對(duì)供熱流量信號(hào)進(jìn)行濾波處理，減小供熱流量的擾動(dòng)。

3）主汽壓力波動(dòng)大時(shí)，如果造成主汽壓波動(dòng)大的原因是燃料響應(yīng)慢，則對(duì)燃料主控邏輯進(jìn)行優(yōu)化。如有必要，再對(duì)汽機(jī)主控和鍋爐主控邏輯進(jìn)行相應(yīng)的優(yōu)化［8-9］。

4）先調(diào)整汽機(jī)主控PID 參數(shù)，如僅通過(guò)調(diào)整汽機(jī)主控PID 參數(shù)就能使機(jī)組AGC 性能指標(biāo)滿(mǎn)足要求，則不調(diào)整鍋爐主控參數(shù)。鍋爐的控制較為復(fù)雜，包括風(fēng)、煤、水等，鍋爐主控參數(shù)的修改影響面較大，修改不善會(huì)造成不利后果。汽機(jī)主控優(yōu)化后，如機(jī)組AGC 性能指標(biāo)還不滿(mǎn)足要求，則需要優(yōu)化鍋爐主控PID 參數(shù)。

4 結(jié)語(yǔ)

以某350 MW 超臨界供熱機(jī)組為例，通過(guò)優(yōu)化，機(jī)組調(diào)節(jié)性能得到提升，AGC 性能指標(biāo)滿(mǎn)足要求，證明了本優(yōu)化策略的有效性。分析了造成超臨界供熱機(jī)組大流量供熱下AGC-PROPR 模式性能指標(biāo)不合格的原因，并通過(guò)對(duì)機(jī)組優(yōu)化總結(jié)了超臨界供熱機(jī)組AGC-PROPR 模式優(yōu)化策略，對(duì)同類(lèi)型的超臨界供熱機(jī)組的優(yōu)化具有一定指導(dǎo)意義。