1 000 MW二次再熱機組RB功能控制策略的試驗研究

江溢洋

(合肥綜合性國家科學中心能源研究院, 合肥 230031)

0 引 言

1 機組概況

國內某1 000 MW超超臨界二次再熱燃煤發電機組，鍋爐為哈爾濱鍋爐廠有限責任公司生產制造的超超臨界參數、變壓直流爐、切圓燃燒方式、二次再熱、全懸吊п型結構鍋爐。汽輪機為上海電氣集團股份有限公司生產的超超臨界參數、二次中間再熱、單軸、五缸四排汽、十級回熱抽汽、雙背壓凝汽式汽輪機。分散控制系統采用北京國電智深控制技術有限公司的EDPF-NT Plus控制系統，完成單元機組主輔機及系統的監視、報警、遠程操縱、聯鎖保護、事件記錄、實時及歷史趨勢顯示等功能。汽輪機控制系統為德國西門子公司生產的SPPA-T3000集散控制系統(DEH)，主要有汽輪機電液控制系統、汽輪機監視儀表與保護系統、汽輪機旁路控制系統等，主要根據蒸汽流量信號，調整調節閥的開度來實現對機組負荷的控制。

2 機組主要控制思路

超臨界二次再熱機組的結構和工質換熱流程比常規一次再熱機組要復雜得多，不僅汽輪機增加了超高壓缸，鍋爐系統也增設一個二次再熱高溫再熱器和低溫再熱器，以及相關的二次再熱蒸汽管道，對應有“三次汽”的熱交換過程和作功過程。

由于二次再熱機組正常運行時僅超高壓調門參與調節，高壓、中壓調門處于全開狀態，而相比較常規機組其一次汽流量卻相應下降，因此,在同樣蒸汽參數的條件下，響應同樣的負荷變化，對一次汽壓(主汽壓)影響更加劇烈。所以，對于二次再熱機組的協調控制系統設計，能及時平衡鍋爐側能量就顯得更加重要。

該機組鍋爐主控布置在DCS系統中，汽機主控布置在DEH系統中，當鍋爐主控自動，DEH切至負荷遙控方式，機組進入協調方式。在這種方式下協調控制系統同時給鍋爐自動控制系統和汽輪機自動控制系統發出指令。一方面機組負荷需求作用于DEH側功率調節器，形成汽機主控指令以控制實際負荷；另一方面機組負荷指令經過滑壓函數轉換出機組目標壓力設定值，并經過慣性環節和速率限制作用于DCS側鍋爐主控調節器，生成鍋爐主控指令，經過相關限制和修正后進入下一級燃料、風量和給水流量等控制系統。

由于二次再熱機組主蒸汽壓力和負荷耦合性增強，負荷響應特性滯后，控制難度增大，所以在協調控制的設計上更注重先進算法及策略技巧性的運用，如基于多變量信息(燃水耦合、燃料與調門耦合、壓力目標與設定、負荷目標與設定等)預測解耦、靜態與動態前饋、變參數PID、相位補償技術等匹配快速變化的負荷需求與滯后較大的鍋爐系統間的矛盾，提高機組的動態響應能力和控制穩定性能。

3 RB控制策略設計

通過對機組各控制系統接口可靠設計、完善各項RB控制策略、合理設置相關控制參數，提高機組應對輔機故障跳閘情況的能力，通過RB功能將機組安全、快速、平穩地降低至運行輔機出力能承載的負荷工況，避免事故擴大導致機組跳閘，保證機組在異常情況下運行參數的穩定可控[2]。

德國政府關于提高德國人退休年齡的規定于2007年推出，明確表示了德國人退休年齡改革將緩慢地逐步由65周歲上調至67周歲，預計從2012年開始至2029結束，歷時17年。德國政府規劃將提升的2周歲退休年齡按照月份計數，共計24個月，前12個月將在2012年至2024年完成提升，剩余時間則解決剩下的12個月。德國針對不同出生年份的工作者也采取了分層次退休并領取養老金的政策[3]。

3.1 RB觸發及復位

RB功能的投退一般由運行人員手動投退，RB功能投入后，控制系統才具備RB功能。RB動作的觸發的條件除相關重要輔機跳閘或停運之外，機組實際負荷應超過運行輔機最大出力，邏輯設計要避免發生單臺輔機運行時，誤觸發RB的情況。同時，重要輔機跳閘或停運信號的判斷要考慮設備檢修、設備出力情況等進行綜合判斷。需要說明的是由于本臺機組為單汽泵運行，故未設置給水泵RB。

RB過程是使鍋爐的燃燒狀態及汽水循環由跳閘前的平衡狀態快速過渡至單側輔機所能承受的鍋爐運行平衡狀態。因此，當機組實際負荷不大于運行輔機所能帶的最大負荷或機組負荷等主參數變化平穩，即可自動復位RB，同時應留備有運行人員手動復位RB功能。

3.2 協調控制

由于RB發生后需要快速切除部分磨煤機并相應減少總風量和給水流量，對汽溫、汽壓等各參數擾動較大，因此要確保RB過程中機組負荷與主汽壓力、總風量、給水流量等關系的匹配，以盡量減少機組重要運行參數的波動。

對于該臺機組，在DCS側判斷RB觸發后，發送壓力控制方式請求至DEH以切換初壓控制方式，同時鍋爐主控手動，協調控制方式切換至汽機跟隨(TF)控制方式。在這種方式下，DCS生成的壓力設定值經過4～20 mA信號送至DEH側，汽輪機控制主汽壓力，此時機組工作以機組運行穩定性優先，通過調節鍋爐的燃燒率來獲得期望的負荷。RB目標負荷理論上對應的是單臺輔機的最大出力負荷，也就對應著RB發生后剩余燃料量產的熱負荷。

相對于定壓方式，負荷與汽壓不能很好匹配對應，汽輪機調節閥開度較小，不利于負荷及汽溫控制，甚至導致給水泵上水困難，因此RB過程宜采用滑壓方式。此時壓力設定值跟隨實際負荷所對應的滑壓曲線下降，縮短壓力設定值形成回路慣性時間，同時選擇合適的滑壓速率。如果速度太慢，可能主汽溫降得太低；速率太快，會導致汽機調門大幅開關，不利于穩定控制[3]。為了防止RB過程實際負荷的反調和改善主汽溫下降過快，設計RB過程汽機主控閉鎖增邏輯。

鍋爐主控輸出應以一定速率跟蹤對應RB的輔機最大出力，將機組負荷降到輔機對應的出力水平，同時總風量指令、給水流量指令跟隨鍋爐主控指令快速下降。若未設計燃料熱值修正回路，跟蹤的輔機最大出力需考慮進行RB觸發前煤質修正，其中一種目標負荷煤量的計算方法為：(RB前的煤量÷RB前的負荷)×RB的目標負荷。某二次再熱機組RB協調控制相關參數見表1。

表1 某二次再熱機組RB協調控制相關參數Table 1 Parameters related to RB coordinated control of a double reheat unit

3.3 燃料控制

在非制粉系統的輔機RB發生后，為了保持機組高負荷運行工況能夠快速平穩地變化到低負荷運行工況，必須快速減少燃料量。RB觸發后，應由FSSS完成相關磨煤機的切除。根據該機組特性，設計按照自上而下的順序依次跳閘磨煤機直至剩余3 臺磨煤機運行。考慮到燃料切除對爐膛負壓的擾動及一次風攜粉能力，設置送風機RB及引風機RB跳磨時間間隔為10 s、一次風機RB為5 s，確保鍋爐熱負荷以較快的速率降低。為了防止RB觸發后切除制粉系統過程中燃料主控閉環調節的擾動，RB發生后燃料自動閉鎖調節30 s。另外，根據鍋爐最低穩燃負荷的需要，某些機組由于燃用煤質較差等因素，RB工況下需投油槍穩燃。

3.4 給水控制

RB過程中最重要的是維持動態過程中的汽水平衡、熱量平衡，但直流鍋爐由于沒有汽包的蓄熱緩沖，水煤比的控制質量直接影響機組負荷、主蒸汽壓力、主蒸汽溫度等機組運行主參數。同時由于給水流量的對汽水交換的影響程度要明顯快于鍋爐燃燒調整，因此需要在時序和幅值上做更精細的匹配調整。對于該臺機組，RB信號觸發后鍋爐給水指令形成回路中的三階慣性環節時間常數統一由正常運行方式下切換：一次風機RB為7 s，非一次風機RB工況為10 s。

為了保證RB發生后給水流量快速穩定調整，一方面針對在燃水比的瞬間失調后，為了使得給水指令按預期平穩下降，較小中間點溫度的控制輸出擾動，在RB初期閉鎖中間點溫度控制器輸出，同時合理設置給水主控指令與MEH之間的轉速升降速率。另外，考慮汽源壓力的變化，為了防止給水泵出力過小導致給水流量過低的問題，應對給水主控設置合理的下限。

3.5 汽溫控制

RB過程由于機組熱負荷快速變化，往往會導致主、再熱汽溫的快速下降，因此主汽溫、再熱汽溫的平穩是RB過程的一個控制關鍵點。整個RB過程中汽溫的因素主要包括動態過程的水煤配比、鍋爐蓄熱的釋放、上層燃燒器的切除導致火焰中心的下移等。另外，主汽壓力作為調節因素，對應汽機調門的關閉速率、汽水交換與鍋爐燃燒的匹配也是需要考慮的因素之一[4]。

對于直流鍋爐，通過一次工質的熱平衡方程可知過熱蒸汽出口焓可表示為

(1)

式中：hsh為過熱蒸汽焓值，hfw為給水焓值，Wfw為鍋爐給水流量，B為鍋爐燃料量，Qar燃料低位發熱量，ηb為鍋爐熱效率。

由式(1)可知，hsh值正比于燃料量與給水量的比值B/Wfw，因此維持一定的汽溫水平，首先需要保證燃料量與給水流量的匹配。同時根據熱力學第一定律，對于同等負荷下機前壓力越高，蒸汽溫度越高，因此在水煤配比動態時間模型和滑壓曲線的設計中，考慮不同RB工況對主汽溫的影響程度應略有不同。另外，減溫水方面設計了RB發生后迅速超弛控制關閉過熱器、一次再熱器及二次再熱減溫水調門60 s，60 s后解除超弛信號緩慢恢復，如此可以有效減小各級汽溫的下降幅度。

3.6 爐膛壓力控制

在高負荷運行時，當輔機出現單側設備跳閘后，會直接改變爐內燃燒狀態，因此控制好爐膛壓力是RB過程另一個關鍵點，尤其在RB發生初期[5]。

對于送、引風機任意臺故障跳閘，一般設計為聯跳同側引、送風機，并且聯鎖關閉該側風道，以實現送引風的快速平衡。而當一次風機跳閘，短時間內爐膛一次風送粉量突然減少，鍋爐燃燒大大減弱，爐膛負壓的負向變化較其他RB更為明顯。為了優化一次風機RB過程中爐膛負壓的控制品質，增加了一次風機RB至爐膛負壓控制的前饋信號。即根據一次風機RB發生前機組負荷的不同，在RB發生時按一定的函數關系超馳控制關閉引風機靜葉，待RB結束后再緩慢復位該前饋信號，如圖1所示，圖中“LIM”為限幅模塊，“K”代表可調增益系數。

圖1 一次風機RB至爐膛負壓控制系統前饋示意圖Fig.1 Feed forward diagram of primary air fan RB to furnace negative pressure control system

需要注意的是該前饋指令的恢復速率應設置緩慢，避免在前饋信號結束后對爐膛負壓造成新的擾動。RB過程中，由于燃空比的失調，風量指令在氧量調節下可能波動較大，為了爐膛負壓的平穩控制，在RB過程中，減弱氧量調節器的調節作用。

3.7 其它控制策略設計

閉鎖控制系統偏差大切換至手動：RB過程是特殊工況下的擾動，為了保證自動控制系統調節過程，應對各個控制系統設計的設定值與實際值偏差大、控制指令與控制反饋偏差大，切換至手動的邏輯進行屏蔽，以減輕人為干預負擔，確保機組安全運行。

輔機出力限制：因RB初期運行風機需快速增大出力以平穩參數，使得輔機極易出現過出力、過電流現象而出現跳閘，進而兩側輔機失去導致MFT動作。因此應設置風機電流達額定時閉鎖風機調節機構輸出增大功能；同時控制邏輯中要設置合適的輔機調節機構的輸出指令速率限制值，見表2。

表2 各主要輔機指令上限及防過電流閉鎖值Table 2 Command upper limit and over-current blocking value of each main auxiliary machine

防止外積分飽和邏輯：對于一拖二控制系統，在RB過程中，運行設備會在平衡算法的調節下實現翻倍調節，因此會出現調節指令遠超過實際控制指令的狀況，出現積分飽和，造成指令反向調節不及時，應設計控制指令達高限后調節器跟蹤的策略避免積分飽和現象。如圖2所示，圖中“H/”為高限判斷模塊，“T-on”為延時開模塊。

圖2 輔機防止外積分飽和邏輯示意圖Fig.2 Logic diagram of auxiliary machine to prevent external integral saturation

4 RB試驗過程

4.1 引風機RB

4.1.1 試驗過程

機組負荷903.2 MW，機前壓力30.8 MPa，A、B、C、D、F五套制粉系統投入運行。手動停止A引風機，F、D磨煤機相繼聯鎖跳閘成功，A送風機聯鎖跳閘，B引風機擋板在平衡算法的作用下快速打開至89.8%。協調控制系統切至汽機跟隨模式并保持滑壓方式運行，A、B、C給煤機煤量跟隨鍋爐主控指令下降至194 t/h，試驗曲線如圖3。

圖3 二次再熱機組引風機RB試驗動態趨勢Fig.3 Dynamic trend of RB test for induced draft fan of a double reheat unit

4.1.2 試驗分析

此次試驗入爐煤量下降及時，分離器出口溫度及主、再熱汽溫等參數平穩。試驗中給水流量在低負荷出現小幅波動，主要由于進入給水泵不穩定運行區域，從而引起給水流量的連續波動。因此優化設計在RB觸發后，緩慢將給水泵再循環調門開至20%，以維持給水泵入口流量。

4.2 一次風機RB

4.2.1 試驗過程

機組負荷898.07 MW，機前壓力31.1 MPa，A、B、C、D、E五套制粉系統投入運行。手動停止B一次風機，B一次風機擋板指令在平衡算法的作用下上升至95%，2臺引風機開度超馳控制減小16%，之后維持PID調節。協調控制系統切至汽機跟隨模式并保持滑壓方式運行，剩余給煤機煤量跟隨鍋爐主控指令下降至181 t/h，試驗曲線如圖4。

圖4 二次再熱機組一次風機RB試驗動態趨勢Fig.4 Dynamic trend of RB test for primary air fan of a double reheat unit

4.2.2 試驗分析

該項一次風機RB 試驗過程中，主汽壓力、主汽溫度、一次/二次再熱汽溫等各項主要參數保持平穩，各控制方式切換正確，試驗結果滿足行業規程及機組安全運行要求，試驗成功。

5 結 語

結合某1 000 MW超超臨界二次再熱機組，詳細說明二次再熱機組RB控制邏輯設計及RB過程控制關鍵點。通過現場各工況下RB動態試驗證明，通過嚴謹、合理的RB邏輯設計，1 000 MW超超臨界二次再熱機組的RB功能能夠正確、成功投用，將有利于機組的長期安全、穩定運行。