超超臨界二次再熱尾部三煙道鍋爐汽溫動(dòng)態(tài)特性及協(xié)同優(yōu)化控制

葉 青， 王朝陽(yáng)， 易廣宙， 馬召召， 劉 明， 嚴(yán)俊杰

(1．國(guó)能蚌埠發(fā)電有限公司，安徽蚌埠 233000； 2．西安交通大學(xué) 動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710049； 3. 東方電氣集團(tuán)東方鍋爐股份有限公司，成都 611731)

在“雙碳”目標(biāo)的背景下，我國(guó)正在建立以新能源為主體的新型電力系統(tǒng)[1]，風(fēng)能、太陽(yáng)能等時(shí)變特性強(qiáng)烈的可再生能源發(fā)電裝機(jī)規(guī)模持續(xù)快速增長(zhǎng)[2]。燃煤發(fā)電作為我國(guó)電力供應(yīng)安全的“壓艙石”，逐漸從電力供應(yīng)的主體向支撐性、調(diào)節(jié)性電源轉(zhuǎn)變[3]。提升機(jī)組運(yùn)行靈活性已成為燃煤發(fā)電面臨的最為迫切的技術(shù)需求。二次再熱超(超)臨界燃煤機(jī)組具有發(fā)電效率高[4-5]、污染物及碳排放低等技術(shù)優(yōu)勢(shì)[6-7]，其裝機(jī)規(guī)模逐漸增大[8]。但二次再熱燃煤鍋爐系統(tǒng)具有更多的受熱面，各受熱面之間的交錯(cuò)更為復(fù)雜，汽輪機(jī)缸體數(shù)目增加，回?zé)嵯到y(tǒng)更為龐大，致使整個(gè)熱力系統(tǒng)的熱慣性較同等級(jí)一次再熱機(jī)組明顯增加。二次再熱燃煤機(jī)組的大延遲、大慣性特性，加劇了機(jī)組在調(diào)峰瞬態(tài)過(guò)程中蒸汽溫度等關(guān)鍵參數(shù)的頻繁波動(dòng)，給機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行帶來(lái)了巨大挑戰(zhàn)。

燃煤機(jī)組蒸汽溫度控制受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。Sun等[9]提出了自動(dòng)抗干擾PI控制器，實(shí)現(xiàn)了某300 MW主蒸汽溫度在穩(wěn)態(tài)變工況及變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程的魯棒控制。Fan等[10]建立了二次再熱超(超)臨界燃煤鍋爐動(dòng)態(tài)模型，研究了煙氣再循環(huán)量和擋板開(kāi)度對(duì)主、再熱蒸汽溫度控制的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)主、再熱蒸汽溫度分別主要對(duì)煙氣再循環(huán)量和擋板開(kāi)度敏感。Wang等[11]建立了主蒸汽溫度機(jī)理數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)混合模型，利用了長(zhǎng)短期記憶等智能算法提升了蒸汽溫度的預(yù)測(cè)精度和控制水平。Wu等[12]建立了主蒸汽溫度數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)模型，并將模糊預(yù)測(cè)控制算法應(yīng)用于某600 MW機(jī)組的蒸汽溫度控制中，實(shí)現(xiàn)了機(jī)組寬負(fù)荷范圍的蒸汽溫度穩(wěn)定運(yùn)行控制。Kim等[13]將前饋預(yù)測(cè)控制應(yīng)用到燃煤機(jī)組蒸汽溫度控制中，大幅降低了機(jī)組變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程的蒸汽溫度累積偏差。Laubscher[14]建立了再熱器金屬壁面溫度遞歸神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)時(shí)間序列預(yù)測(cè)模型，實(shí)現(xiàn)了對(duì)壁溫的高精度預(yù)測(cè)。馮浩[15]依靠系統(tǒng)運(yùn)行數(shù)據(jù)的神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)建模與控制器參數(shù)優(yōu)化，為二次再熱機(jī)組蒸汽溫度控制系統(tǒng)的優(yōu)化提供了參考。蔡寶玲等[4,16]建立了二次再熱機(jī)組動(dòng)態(tài)模型，并研究了機(jī)組動(dòng)態(tài)特性和低變負(fù)荷速率下的熱力系統(tǒng)控制策略。

隨著可再生能源發(fā)電的進(jìn)一步增加，燃煤發(fā)電需要更快速地參與變負(fù)荷調(diào)峰，以減緩可再生能源負(fù)荷波動(dòng)對(duì)電網(wǎng)運(yùn)行安全的影響。電網(wǎng)自動(dòng)發(fā)電控制(AGC)快速變負(fù)荷需求加劇了二次再熱機(jī)組蒸汽溫度控制難度，有必要針對(duì)二次再熱機(jī)組大幅度、快速變負(fù)荷過(guò)程開(kāi)展瞬態(tài)特性及控制優(yōu)化研究。因此，筆者針對(duì)660 MW超(超)臨界二次再熱尾部三煙道鍋爐汽溫動(dòng)態(tài)特性及蒸汽溫度協(xié)同控制展開(kāi)了研究，為二次再熱機(jī)組調(diào)峰瞬態(tài)運(yùn)行蒸汽溫度控制提供理論基礎(chǔ)及優(yōu)化思路。

1 鍋爐動(dòng)態(tài)模型

本文的研究對(duì)象為660 MW超(超)臨界二次再熱尾部三煙道π型鍋爐，鍋爐尾部有3個(gè)煙道，分別安放一次低溫再熱器、二次低溫再熱器和低溫過(guò)熱器。尾部三煙道二次再熱鍋爐示意圖及動(dòng)態(tài)模型如圖1[17]所示，其中S1為一次低溫再熱器(以下簡(jiǎn)稱一次低再)入口，S2為二次低溫再熱器(以下簡(jiǎn)稱二次低再)入口，S3為低溫過(guò)熱器(以下簡(jiǎn)稱低過(guò))入口，SCR為脫硝裝置。各受熱面熱力參數(shù)如表1所示，其中BMCR為鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量，THA為機(jī)組熱耗率驗(yàn)收工況。BMCR工況主蒸汽、一次再熱(以下簡(jiǎn)稱一再)蒸汽和二次再熱(以下簡(jiǎn)稱二再)蒸汽參數(shù)分別為605 ℃/32.45 MPa、623 ℃/11.05 MPa和623 ℃/3.33 MPa。此鍋爐設(shè)計(jì)煤種的煤質(zhì)分析如表2所示，煤的低位發(fā)熱量為21 460 kJ/kg。

表1 鍋爐各受熱面熱力參數(shù)

表2 煤的元素分析和工業(yè)分析

本文的研究工作是在筆者之前工作中建立的動(dòng)態(tài)仿真模型的基礎(chǔ)上完成的，基于GSE軟件搭建鍋爐動(dòng)態(tài)模型，如圖1(b)[17]所示。GSE軟件中的汽水工質(zhì)動(dòng)態(tài)模型采用兩流體六方程模型，其建模方法及模型準(zhǔn)確性可參考文獻(xiàn)[18]。

(a) 本體結(jié)構(gòu)

2 汽溫動(dòng)態(tài)特性與協(xié)同控制

基于建立的鍋爐動(dòng)態(tài)模型，針對(duì)鍋爐主、再熱蒸汽參數(shù)的動(dòng)態(tài)特性及協(xié)同控制方法展開(kāi)了研究。本文的研究對(duì)象為尾部三煙道超(超)臨界燃煤鍋爐，蒸汽溫度的主要調(diào)整手段是改變尾部煙道擋板開(kāi)度以調(diào)整流過(guò)鍋爐尾部低溫過(guò)熱器、一次低溫再熱器和二次低溫再熱器的煙氣流量。實(shí)際過(guò)程中，尾部3個(gè)煙道的擋板開(kāi)度變化對(duì)主、再熱蒸汽溫度的調(diào)整速率、調(diào)整方向存在差異。以下首先研究了不同調(diào)整方式對(duì)主、再熱蒸汽溫度的調(diào)整方向及控制效果，并以此為基礎(chǔ)提出了協(xié)同主、再熱蒸汽溫度控制效果的控制方案。

2.1 動(dòng)態(tài)特性

本文研究了鍋爐運(yùn)行在75%額定負(fù)荷時(shí)，低過(guò)側(cè)擋板開(kāi)度βms、一次低再側(cè)擋板開(kāi)度βrh1、二次低再側(cè)擋板開(kāi)度βrh2分別變化后，主蒸汽溫度Tms、一次再熱蒸汽溫度Trh1和二次再熱蒸汽溫度Trh2的變化趨勢(shì)。

鍋爐運(yùn)行在75%額定負(fù)荷時(shí)，Tms、Trh1和Trh2分別為605 ℃、623 ℃和623 ℃；βms、βrh1和βrh2分別為60%、50%和50%，以此作為試驗(yàn)工況的初值。圖2～圖4分別為βms、βrh1和βrh2階躍增加至100%后Tms、Trh1和Trh2的變化趨勢(shì)，其中τ為時(shí)間。

a) 主蒸汽溫度

由圖2(a)可知，βms階躍增加到100%后，Tms從605 ℃增加到612.5 ℃，隨后緩慢降低到608.8 ℃。如圖2(b)所示，Trh1先迅速下降后再緩慢下降至615 ℃；Trh2先迅速上升至625 ℃，后緩慢下降至621.5 ℃。Trh2先上升的原因是二次末級(jí)再熱器在末級(jí)過(guò)熱器的后面，Tms迅速上升后，導(dǎo)致二次末級(jí)再熱器入口的煙氣溫度上升，進(jìn)而使得Trh2迅速上升，但隨后低溫再熱器的出口溫度降低，致使Trh2最終降低。由此可知，增加βms會(huì)使Tms在短期內(nèi)增加7 K，同時(shí)會(huì)使Trh1、Trh2的降低幅度分別達(dá)到8 K和1.5 K。

(a) 主蒸汽溫度

由圖3(a)可知，βrh1階躍增加到100%后，Tms從605 ℃降低到602.2 ℃，隨后緩慢回升到604.2 ℃。如圖3(b)所示，Trh1先迅速升高，后緩慢收斂至627 ℃；Trh2先下降，后收斂至619 ℃。由此可知，增加βrh1對(duì)Tms的影響幅度在3 K以內(nèi)，同時(shí)會(huì)使Trh1增加幅度達(dá)到4 K，使Trh2降低幅度達(dá)到4 K，即改變?chǔ)聄h1對(duì)Trh1和Trh2的調(diào)整方向相反。

a) 主蒸汽溫度

由圖4(a)可知，βrh2階躍增加到100%后，Tms從605 ℃迅速下降到603.5 ℃，隨后緩慢下降到599.5 ℃。如圖4(b)所示，Trh1先下降，后緩慢收斂至616 ℃；Trh2先迅速上升，后收斂至634.2 ℃。由此可知，增加βrh2對(duì)Tms的影響幅度在5.5 K左右，同時(shí)會(huì)使Trh1降低幅度達(dá)到7 K，使Trh2增加幅度達(dá)到11.2 K，即改變?chǔ)聄h2對(duì)Trh1和Trh2的調(diào)整方向相反，對(duì)Tms和Trh1的調(diào)整方向一致。

綜上可知，相比于再熱蒸汽溫度，調(diào)整擋板開(kāi)度對(duì)主蒸汽溫度的影響較小；一次或二次低再側(cè)擋板調(diào)整方向引起的一、二次再熱蒸汽溫度的變化方向相反。

2.2 蒸汽溫度協(xié)同控制邏輯

本文制定的控制方案中，函數(shù)F1～F9是與負(fù)荷率相關(guān)的分段線性插值函數(shù)，當(dāng)負(fù)荷發(fā)生改變時(shí)，通過(guò)F1～F9可獲得被控量的穩(wěn)態(tài)工況值。圖5給出了擋板調(diào)溫的原始控制邏輯，βms用于調(diào)整流過(guò)主蒸汽和一、二次再熱蒸汽低溫受熱面的煙氣流量。以一、二次再熱蒸汽溫度平均值Trh,avg為表征，當(dāng)Trh,avg低于當(dāng)前負(fù)荷下對(duì)應(yīng)的設(shè)定值(Trh,avg,sp，通過(guò)負(fù)荷函數(shù)F2獲得)時(shí)，減小βms，否則增加βms，調(diào)整量為Δβms。低過(guò)側(cè)擋板控制回路如圖5(a)所示，基于負(fù)荷控制指令(LDC)，通過(guò)函數(shù)F1獲得當(dāng)前負(fù)荷下對(duì)應(yīng)的設(shè)定值βms,sp，進(jìn)一步將βms,sp與Δβms相加，獲得βms的新值。βrh1用于調(diào)整流過(guò)一、二次再熱蒸汽低溫受熱面的煙氣流量。以一、二次再熱蒸汽溫度差值為表征，當(dāng)Trh1低于Trh2時(shí)，增加βrh1，否則減少βrh1，調(diào)整量為Δβrh1。一次低再側(cè)擋板控制回路如圖5(b)所示，基于負(fù)荷控制指令，通過(guò)函數(shù)F3獲得當(dāng)前負(fù)荷下對(duì)應(yīng)的設(shè)定值βrh1,sp，進(jìn)一步將βrh1,sp與Δβrh1相加，獲得βrh1的新值。βrh2用于保障尾部3個(gè)煙道擋板最低開(kāi)度不至于過(guò)小，其控制回路如圖5(c)所示，當(dāng)βrh1和βms之和低于20%時(shí)，通過(guò)函數(shù)F4將βrh2設(shè)為βrh2,sp+Δβrh2(Δβrh2為修正值，此時(shí)取20%)，得到βrh2的新值,其中βrh2,sp基于負(fù)荷控制指令通過(guò)函數(shù)F5獲得。

(a) 低過(guò)側(cè)擋板開(kāi)度

基于尾部三煙道鍋爐汽溫動(dòng)態(tài)特性結(jié)果，考慮不同擋板開(kāi)度變化對(duì)主、再熱蒸汽溫度調(diào)整方向的差異，對(duì)原有控制邏輯進(jìn)行了優(yōu)化。考慮尾部煙道相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯見(jiàn)圖6。由圖6(a)可知，對(duì)βrh1和βrh2分別進(jìn)行調(diào)整，擋板開(kāi)度主調(diào)整量Δβrh1,m和Δβrh2,m分別由Trh1與Trh1,sp的差值、Trh2與Trh2,sp的差值經(jīng)過(guò)PID計(jì)算后得到。考慮到調(diào)整βrh1和βrh2對(duì)Trh1和Trh2都有影響，采用反向補(bǔ)償系數(shù)αrh1和αrh2分別修正βrh1和βrh2，補(bǔ)償量分別為Δβrh1,α和Δβrh2,α；βrh1新值由Δβrh1,m和Δβrh1,α及設(shè)定值βrh1,sp相加獲得。考慮到擋板調(diào)節(jié)對(duì)主蒸汽溫度影響較小，本方案通過(guò)調(diào)整低過(guò)側(cè)擋板開(kāi)度βms來(lái)保障尾部煙道的流通安全，控制邏輯如圖6(b)所示；當(dāng)βrh1和βrh2之和低于20%時(shí)，通過(guò)函數(shù)F9將調(diào)整量Δβms設(shè)為20%并與βms,sp相加，得到βms的新值，其中βms,sp基于負(fù)荷控制指令LDC通過(guò)函數(shù)F8獲得。

(a) 一、二次低再側(cè)擋板開(kāi)度

由圖6可知，一、二次低溫再熱器側(cè)擋板開(kāi)度交叉補(bǔ)償系數(shù)分別為αrh1和αrh2。αrh1和αrh2的大小通過(guò)擋板相互影響程度確定，本文采用如下方法確定αrh1和αrh2的數(shù)值。

當(dāng)二次低再側(cè)擋板完全打開(kāi)時(shí)，依據(jù)試驗(yàn)工況的數(shù)值確定αrh1的數(shù)值：

(1)

式中：ΔTrh1為一次再熱蒸汽溫度運(yùn)行值與設(shè)定值的偏差；ΔTrh2為二次再熱蒸汽溫度設(shè)定值與運(yùn)行值的偏差。

當(dāng)一次低再側(cè)擋板完全打開(kāi)時(shí)，依據(jù)試驗(yàn)工況的數(shù)值確定αrh2的數(shù)值：

(2)

將試驗(yàn)工況數(shù)值代入式(1)和式(2)中，可得到αrh1和αrh2分別為-0.395和-0.500。

2.3 性能指標(biāo)

為描述所提出的擋板調(diào)溫控制邏輯對(duì)鍋爐蒸汽溫度控制的提升效果，以變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程蒸汽溫度的累積偏差為指標(biāo)[19-20]，表征蒸汽溫度控制效果，計(jì)算方法如下：

(3)

式中：e為設(shè)定值與運(yùn)行值之間的偏差；τ0為瞬態(tài)過(guò)程的總時(shí)間；E為瞬態(tài)過(guò)程累積偏差。

3 結(jié)果與分析

本文研究了鍋爐運(yùn)行在50%～100%BMCR負(fù)荷范圍內(nèi)，尾部煙氣擋板分別采用原始控制策略與考慮不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制策略，主、再熱蒸汽溫度在升、降負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程的變化趨勢(shì)及累積偏差。Tms、Trh1和Trh2的設(shè)定值分別為605 ℃、623 ℃和623 ℃，在機(jī)組變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中，PID控制器將蒸汽溫度的死區(qū)設(shè)為0.5 K；即蒸汽溫度在設(shè)定值±0.5 K內(nèi)，不激發(fā)控制器作用，執(zhí)行器保持不動(dòng)。

為簡(jiǎn)便起見(jiàn)，本文中用Ve表示變化速率，變化速率是指每分鐘鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量變化率；E的下標(biāo)ms、rh1、rh2和tot分別表示主蒸汽、一次再熱蒸汽、二次再熱蒸汽和三者之和。下文分別研究了機(jī)組在以Ve=1%/min到4%/min的變負(fù)荷速率進(jìn)行升、降負(fù)荷時(shí)的蒸汽溫度控制效果。

3.1 升負(fù)荷過(guò)程

不同升負(fù)荷速率下蒸汽溫度變化如圖7所示。升負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中主蒸汽溫度Tms在2類控制邏輯下都能得到穩(wěn)定的控制，主蒸汽溫度的最大偏差可控制在2 K以內(nèi)。在原始控制邏輯作用下，隨著Ve的增加，Tms的最大偏差逐漸變大，當(dāng)采用優(yōu)化的控制邏輯后，Tms的最大偏差明顯減小。Trh1和Trh2在變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中發(fā)生了較大的波動(dòng)。在原始控制邏輯和不同變負(fù)荷速率下，Trh1的最大偏差在3.0～5.2 K；當(dāng)采用優(yōu)化控制邏輯后，最大偏差范圍為0.5～3.0 K。變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中Trh2的偏差可控制在0.5～1.5 K。由此可知，采用考慮不同煙道間相互影響的控制邏輯，可降低變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程的最大蒸汽溫度偏差。

(a) Ve=1%/min

升負(fù)荷過(guò)程蒸汽溫度累積偏差如圖8所示。圖8(a)～圖8(c)分別給出了升負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中主蒸汽溫度、一次再熱蒸汽溫度和二次再熱蒸汽溫度偏差的累積值。當(dāng)采用原始控制邏輯，Ve在1%/min到4%/min范圍內(nèi)變化時(shí)，主蒸汽溫度累積偏差Ems的最大值為492.3 K·s，一次再熱蒸汽溫度累積偏差Erh1的最大值為2 281.7 K·s，二次再熱蒸汽溫度累積偏差Erh2的最大值為1 439.2 K·s。當(dāng)采用考慮不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯時(shí)，Ems、Erh1、Erh2的最大值分別為291.0 K·s、1 517.6 K·s和963.2 K·s。其中當(dāng)Ve=4%/min時(shí)，Ems降低了52.9%。圖8(d)為三者的累積偏差之和。當(dāng)采用考慮不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯時(shí)，主、再熱蒸汽溫度偏差之和Etot的最大值由4 175.3 K·s降低到2 468.2 K·s，降低幅度達(dá)到40.9%。

(a) 主蒸汽溫度累積偏差

綜上可知，在升負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中，采用考慮不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯對(duì)蒸汽溫度的控制效果得到明顯改善。

3.2 降負(fù)荷過(guò)程

不同降負(fù)荷速率下蒸汽溫度變化如圖9所示。降負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中Tms、Trh1和Trh2在原始及優(yōu)化的控制邏輯下都可得到較為穩(wěn)定的控制。隨著變負(fù)荷速率的增加，主、再熱蒸汽溫度瞬態(tài)偏差最大值呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，但蒸汽溫度的最大偏差可控制在2 K以內(nèi)。由圖9可知，考慮不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯在不同程度上降低了瞬態(tài)過(guò)程中的蒸汽溫度偏差。

(a) Ve=1%/min

降負(fù)荷過(guò)程蒸汽溫度累積偏差如圖10所示。圖10(a)～圖10(c)分別給出了降負(fù)荷過(guò)程中主蒸汽溫度、一次再熱蒸汽溫度和二次再熱蒸汽溫度偏差的累積值。與原始控制邏輯相比，當(dāng)Ve在1%/min到3%/min范圍變化時(shí)，優(yōu)化的控制邏輯降低了蒸汽溫度的累積偏差值，Ems、Erh1和Erh2最大降低幅度分別為13.0%、16.7%和15.7%；當(dāng)Ve=4%/min時(shí)，Erh2降低，Ems和Erh1略微升高。圖10(d)為采用不同控制邏輯時(shí)Etot的對(duì)比圖。由圖10(d)可知，當(dāng)Ve=3%/min，采用考慮不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯時(shí)，Etot的最大值由2 464.7 K·s降低到2 077.3 K·s，降低幅度達(dá)到15.7%。綜上可知，在降負(fù)荷過(guò)程中，采用考慮不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯對(duì)蒸汽溫度的控制效果在一定程度上得到了改善。

(a) 主蒸汽溫度累積偏差

4 結(jié) 論

(1) 建立了660 MW超(超)臨界尾部三煙道二次再熱燃煤鍋爐動(dòng)態(tài)模型，獲得了尾部擋板開(kāi)度變化時(shí)蒸汽溫度的動(dòng)態(tài)特性。研究表明，相比于再熱蒸汽溫度，調(diào)整擋板開(kāi)度對(duì)主蒸汽溫度的影響較小；增加一次(二次)低再側(cè)擋板開(kāi)度具有降低二次(一次)再熱蒸汽溫度的作用。

(2) 基于鍋爐汽溫動(dòng)態(tài)特性，并考慮主、再熱蒸汽溫度協(xié)同控制，提出了考慮尾部不同煙道間相互影響的擋板調(diào)溫控制邏輯。

(3) 在采用原始邏輯及本文提出的考慮主、再熱蒸汽溫度協(xié)同的控制邏輯下，獲得了鍋爐變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程的控制效果，發(fā)現(xiàn)所提出的控制邏輯在鍋爐變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中可改善主、再熱蒸汽溫度的控制效果。升負(fù)荷過(guò)程中蒸汽溫度累積偏差最大降低了40.9%，降負(fù)荷過(guò)程中蒸汽溫度累積偏差最大降低了15.7%。