生物質(zhì)循環(huán)流化床機(jī)組協(xié)調(diào)系統(tǒng)模型研究

高明明, 劉博通, 張洪福, 王亞柯, 岳光溪

(1． 華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 102206;2. 國(guó)家能源集團(tuán)新能源技術(shù)研究院有限公司, 北京 102209;3． 華能新能源股份有限公司, 北京 100036; 4． 清華大學(xué) 能源與動(dòng)力工程系, 北京 100084)

在我國(guó)現(xiàn)代化發(fā)展中,煤炭一直發(fā)揮著重要作用,但隨著人們物質(zhì)需求的增長(zhǎng)以及煤炭資源的枯竭,煤炭的供需平衡正被打破,價(jià)格日益趨高,2021年,我國(guó)煤炭需求的缺口約為3億t標(biāo)準(zhǔn)煤[1],從2019—2021年,動(dòng)力煤價(jià)格增漲近4倍。而新冠疫情、俄烏沖突發(fā)生以來,能源進(jìn)口的風(fēng)險(xiǎn)也不斷增大,未來發(fā)展新型的可再生能源成為我國(guó)安全發(fā)展的必經(jīng)之路。生物質(zhì)作為唯一一種可再生的化學(xué)能源,具有代替?zhèn)鹘y(tǒng)化石能源的巨大潛力,且在我國(guó)產(chǎn)量豐富。由于生物質(zhì)中的碳是植物生長(zhǎng)時(shí)從大氣中固定下來的,燃燒時(shí)又釋放出來,因此燃燒后的碳排放近似為零。在我國(guó)“雙碳戰(zhàn)略”大背景下,充分利用生物質(zhì)資源,推進(jìn)我國(guó)能源結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)型,有助于我國(guó)碳達(dá)峰、碳中和目標(biāo)的早日實(shí)現(xiàn)。

近年來,我國(guó)生物質(zhì)發(fā)電快速發(fā)展,截至2021年年底,我國(guó)生物質(zhì)發(fā)電裝機(jī)累計(jì)達(dá)到3 798萬kW[2],相較于2020年,2021年的生物質(zhì)發(fā)電量同比增長(zhǎng)23.6%,且連續(xù)3年保持10%以上速度增長(zhǎng),根據(jù)2016年印發(fā)的《能源生產(chǎn)和消費(fèi)革命戰(zhàn)略(2016—2030)》:到2030年,我國(guó)非化石能源發(fā)電量力爭(zhēng)占到全部發(fā)電量的50%[3]。因此,預(yù)計(jì)在未來較長(zhǎng)時(shí)間內(nèi),我國(guó)生物質(zhì)發(fā)電量還會(huì)繼續(xù)保持較快的增長(zhǎng)速度。

生物質(zhì)循環(huán)流化床(CFB)鍋爐因其對(duì)燃料具有良好的適應(yīng)性,在我國(guó)生物質(zhì)發(fā)電領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。和燃煤CFB鍋爐不同,生物質(zhì)燃料的水分、灰分和揮發(fā)分含量較大[4],熱值較低,生物質(zhì)CFB鍋爐內(nèi)燃燒較不穩(wěn)定;生物質(zhì)含硫量較低,鍋爐內(nèi)投入的碳酸鈣較少,因此循環(huán)物料較少,爐內(nèi)流化的穩(wěn)定性較差[5];此外,不同時(shí)刻入爐的生物質(zhì)燃料種類和成分差別較大,熱值波動(dòng)較大,這些都給生物質(zhì)CFB機(jī)組的控制帶來了較大影響。因此,建立生物質(zhì)CFB機(jī)組模型,使鍋爐能更好地適應(yīng)燃料的變化,對(duì)生物質(zhì)CFB機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行,提升燃燒的安全性與經(jīng)濟(jì)性具有重要意義。

此前關(guān)于負(fù)荷的研究,主要集中在燃煤鍋爐,建模方法主要分為機(jī)理建模和數(shù)據(jù)建模:前者可以通過對(duì)鍋爐內(nèi)的區(qū)域分區(qū)建模,針對(duì)不同的區(qū)域采用不同的傳熱參數(shù)和模型進(jìn)行鍋爐吸熱量的計(jì)算[6],也可以基于機(jī)理分析,通過質(zhì)量守恒和能量守恒,將鍋爐內(nèi)的燃燒通過燃燒速率平均值來計(jì)算[7];后者則采用深度學(xué)習(xí)、機(jī)器學(xué)習(xí)、回歸模型等方法建模[8],且模型精度較高,但在負(fù)荷段較低時(shí),當(dāng)運(yùn)行特性發(fā)生改變,建模精度易出現(xiàn)下降。

筆者從機(jī)理出發(fā),深入研究了生物質(zhì)CFB機(jī)組鍋爐側(cè)、汽水側(cè)和汽輪機(jī)側(cè)的動(dòng)態(tài)過程。分析了鍋爐內(nèi)化學(xué)燃燒反應(yīng)過程,對(duì)爐膛發(fā)熱量進(jìn)行了計(jì)算,對(duì)汽水側(cè)的動(dòng)態(tài)過程進(jìn)行了適當(dāng)簡(jiǎn)化,建立了汽水側(cè)集總參數(shù)模型。結(jié)合汽輪機(jī)動(dòng)態(tài)特性,建立了生物質(zhì)CFB機(jī)組負(fù)荷控制系統(tǒng)模型,并利用電廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù),通過穩(wěn)態(tài)工況推導(dǎo)、遺傳算法,實(shí)現(xiàn)了對(duì)模型參數(shù)的辨識(shí)和部分未知函數(shù)關(guān)系的確定。最后通過模型泛化驗(yàn)證,驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性,并在Simulink仿真平臺(tái)進(jìn)行階躍試驗(yàn),對(duì)模型的仿真結(jié)果作進(jìn)一步的分析。

1 生物質(zhì)循環(huán)流化床鍋爐介紹

1.1 模型結(jié)構(gòu)

以某30 MW生物質(zhì)CFB機(jī)組為研究對(duì)象,整體的發(fā)電過程如圖1所示。鍋爐為山西太原鍋爐廠生產(chǎn)的TG-130/13.7-S1型超低排放循環(huán)流化床汽包鍋爐,配有4臺(tái)輥式給料機(jī),冷渣器冷渣,額定負(fù)荷下螺旋給料機(jī)的給料量為50 t/h,無外置床,鍋爐內(nèi)布置有屏式受熱面。鍋爐尾部煙道采用單煙道,單次再熱,過熱器配置三級(jí)噴水減溫裝置。正常工況下,蒸汽額定蒸發(fā)量為130 t/h,負(fù)荷為30 MW,主蒸汽質(zhì)量流量為98.3 t/h,主蒸汽壓力為13.7 MPa,過熱蒸汽、再熱蒸汽的出口溫度均為540 ℃。

圖1 生物質(zhì)CFB機(jī)組示意圖

1.2 生物質(zhì)CFB鍋爐內(nèi)燃燒蓄能過程

生物質(zhì)燃料碳含量較少,揮發(fā)分含量較高。根據(jù)文獻(xiàn)[9],生物質(zhì)揮發(fā)分的平均質(zhì)量分?jǐn)?shù)為75%,固定碳質(zhì)量分?jǐn)?shù)在15%左右,因此生物質(zhì)CFB鍋爐內(nèi)的固體燃料存量較少,蓄能較小,在給料量波動(dòng)時(shí),鍋爐內(nèi)的溫度波動(dòng)較大。同時(shí),不同燃料揮發(fā)分的裂解機(jī)理復(fù)雜且產(chǎn)物不同,熱解產(chǎn)物的產(chǎn)量會(huì)隨溫度和壓力變化而變化,因此,不同時(shí)刻生物質(zhì)燃料的熱值較不穩(wěn)定,爐膛發(fā)熱量波動(dòng)較大,床溫波動(dòng)較大。

生物質(zhì)燃料進(jìn)入爐內(nèi)后會(huì)率先吸熱脫出水分,水分越大,水汽帶走的熱量越多,鍋爐內(nèi)溫度越低;水分脫出后,揮發(fā)分熱解脫出,低于500 ℃時(shí),熱解產(chǎn)物主要是焦油、CO、H2和CmHn,在500～800 ℃,焦油會(huì)進(jìn)一步轉(zhuǎn)化成CO、H2、CH4和C2H4等氣相產(chǎn)物[10]。生物質(zhì)燃料熱解過程如圖2所示。

圖2 生物質(zhì)燃料熱解過程

在以往的研究中,考慮到生物質(zhì)CFB機(jī)組負(fù)荷變化較小,鍋爐內(nèi)穩(wěn)態(tài)溫度一般在780～850 ℃,熱量較高,揮發(fā)分能在0.45～0.55 s內(nèi)完成熱解析出[11],因此忽略揮發(fā)分的析出過程,且認(rèn)為揮發(fā)分析出后能在極短的時(shí)間內(nèi)燃燒耗盡,但在動(dòng)態(tài)過程中,給料量劇烈變化,爐內(nèi)氧量、溫度變化較大,揮發(fā)分燃燒速率變化較大,若按瞬時(shí)完全燃燒計(jì)算,易產(chǎn)生較大誤差。

揮發(fā)分熱解析出后會(huì)在燃料表面快速燃燒。隨著溫度的上升,燃料中的碳達(dá)到著火溫度,但揮發(fā)分的燃燒阻礙了氧氣向內(nèi)部的擴(kuò)散[12],因此碳與氧氣接觸困難,燃燒較滯后。當(dāng)揮發(fā)分的熱解析出速率小于氧的擴(kuò)散速率時(shí),碳將與揮發(fā)分同時(shí)燃燒。在研究中一般將該過程簡(jiǎn)化,認(rèn)為揮發(fā)分率先燃燒,然后是碳開始燃燒[13]。

和燃煤CFB鍋爐一樣,生物質(zhì)中的碳顆粒燃燒后并不能迅速燃燒耗盡,從開始燃燒到破碎再到完全燃燒中間要經(jīng)歷較長(zhǎng)時(shí)間,因此,生物質(zhì)CFB鍋爐內(nèi)也存有一定量未燃盡的碳,這些碳是鍋爐內(nèi)碳發(fā)熱量的主要來源,給料中碳的發(fā)熱量只占當(dāng)前鍋爐內(nèi)碳發(fā)熱量的極少部分。鍋爐內(nèi)的發(fā)熱量可以認(rèn)為是碳和揮發(fā)分燃燒放熱之和[14]。

2 模型建立

2.1 揮發(fā)分燃燒放熱模型

揮發(fā)分熱解產(chǎn)生的可燃物氣體種類繁多,成分主要包括CO、H2和碳?xì)浠衔铩Ｓ捎趽]發(fā)分熱解的機(jī)理復(fù)雜,要準(zhǔn)確計(jì)算這些成分的產(chǎn)量較為困難,因此,本文模型中對(duì)揮發(fā)分的計(jì)算進(jìn)行簡(jiǎn)化,認(rèn)為揮發(fā)分的碳?xì)浠衔锶哭D(zhuǎn)化為CO、H2和CH4,產(chǎn)物產(chǎn)量按照固定的質(zhì)量分?jǐn)?shù)來計(jì)算。根據(jù)文獻(xiàn)[15],鍋爐內(nèi)CO、H2和CH4的整體燃燒速率可寫為

(1)

(2)

(3)

式中:RCO、RH2、RCH4分別為揮發(fā)分CO、H2、CH4的燃燒速率,kg/s;kCO、kH2、kCH4分別為揮發(fā)分CO、H2、CH4的反應(yīng)動(dòng)力常數(shù);cCO、cO2、cH2O、cH2、cCH4分別為各氣體組分CO、O2、H2O、H2、CH4的物質(zhì)的量濃度,kmol/m3

考慮到燃料在進(jìn)入鍋爐前會(huì)進(jìn)行脫水處理,因此本文假設(shè)鍋爐內(nèi)的水分濃度波動(dòng)較小,計(jì)算時(shí)將水分濃度當(dāng)作定值來計(jì)算。

反應(yīng)動(dòng)力常數(shù)與溫度有關(guān),故各組分的反應(yīng)動(dòng)力常數(shù)分別寫為

(4)

(5)

(6)

式中:T為床溫,K;k1、k2、k3分別為CO、H2、CH4的反應(yīng)動(dòng)力系數(shù)。

進(jìn)入鍋爐內(nèi)的揮發(fā)分一部分經(jīng)燃燒消耗掉,一部分被煙氣帶出。基于質(zhì)量守恒,揮發(fā)分各組分的物質(zhì)的量濃度可以寫為

(7)

(8)

(9)

式中:kq-CO、kq-H2、kq-CH4分別為CO、H2、CH4的質(zhì)量分?jǐn)?shù)系數(shù),和各組分在燃料中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)有關(guān);F(t)為某一時(shí)刻進(jìn)入爐膛的燃料量,kg/s;kb-CO、kb-H2、kb-CH4分別為揮發(fā)分CO、H2、CH4的燃燒消耗系數(shù);kf-CO、kf-H2、kf-CH4分別為煙氣帶走的揮發(fā)分CO、H2、CH4的比率系數(shù);Air為總風(fēng)量,m3/s;t為時(shí)間,s。

揮發(fā)分在某一時(shí)刻的燃燒放熱量Q2為

Q2=RCOHCO+RH2HH2+RCH4HCH4

(10)

式中:HCO、HH2、HCH4分別為揮發(fā)分CO、H2、CH4的熱值,分別取為10.08 MJ/kg、124.24 MJ/kg、50.02 MJ/kg。

2.2 碳燃燒放熱模型

根據(jù)前文的分析,生物質(zhì)CFB鍋爐內(nèi)存有未燃盡的碳,這些碳稱為即燃碳[16]。根據(jù)質(zhì)量守恒,鍋爐內(nèi)即燃碳量為

(11)

式中:B(t)為鍋爐內(nèi)的即燃碳量,kg;ηB為生物質(zhì)燃料收到基碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù),%;Rc為即燃碳的燃燒速率,kg/s;D(t)為排渣中的碳含量,kg/s。

考慮到生物質(zhì)燃燒后殘?jiān)Ｓ嗔枯^少[17],故簡(jiǎn)化模型,將式(11)寫為

(12)

(13)

式中:Nc為鍋爐內(nèi)的碳顆粒個(gè)數(shù);Mc為碳的摩爾質(zhì)量,kg/kmol;dc為碳顆粒的平均直徑,m;kc為碳顆粒的燃燒速率常數(shù);ρc為碳顆粒的密度,kg/m3。

碳顆粒的燃燒速率常數(shù)kc與燃燒反應(yīng)速率和氧擴(kuò)散速率有關(guān)。由于氧擴(kuò)散速率計(jì)算復(fù)雜,因此本文簡(jiǎn)化模型,重點(diǎn)考慮溫度對(duì)碳顆粒的燃燒速率常數(shù)的影響,因此,碳顆粒的燃燒速率常數(shù)kc參照燃煤CFB鍋爐碳的燃燒速率常數(shù)[19]寫為

kc=0.513Texp(-9 160/T)

(14)

吹入鍋爐內(nèi)的氧氣,一部分被燃料燃燒消耗,一部分被風(fēng)吹出爐膛,故氧濃度的計(jì)算用式(15)[20]表示:

(15)

式中:V為爐膛容積,m3;kq為摩爾換算系數(shù),kmol/m3;kf為與煙氣流量有關(guān)的比率系數(shù)。

某一時(shí)刻即燃碳的放熱量為

QB=RcHc

(16)

式中:QB為某一時(shí)刻鍋爐內(nèi)即燃碳燃燒放出的熱量MJ/s;Hc為碳的熱值,MJ/kg。

生物質(zhì)電廠的燃料來源復(fù)雜,為減小燃料的成分含量變化和給料量數(shù)據(jù)與實(shí)際的偏差對(duì)計(jì)算的影響,筆者引入給水流量與給料指令的比值對(duì)燃料中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)進(jìn)行矯正,矯正的計(jì)算式[21-22]寫為

(17)

2.3 傳熱計(jì)算模型

根據(jù)能量平衡,鍋爐內(nèi)的發(fā)熱量一部分被煙氣和工質(zhì)帶走,一部分被排渣帶走,剩下的以床溫的形式存儲(chǔ)在床料中,將被煙氣和排渣帶走的能量視為熱量損失,則能量平衡方程可以寫為

(18)

式中:cs為床料的比熱容,MJ/(kg·K);ms為鍋爐內(nèi)的床料質(zhì)量,kg;η為鍋爐熱效率;Qt為某一時(shí)刻水冷壁的吸熱量,MJ/s;Q2為某一時(shí)刻鍋爐內(nèi)揮發(fā)分的燃燒發(fā)熱量,MJ/s。

用主蒸汽溫度代表金屬壁和工質(zhì)的集總參數(shù),水冷壁的吸熱量Qt可以表示為

(19)

式中:k4為平均傳熱系數(shù);Tst為主蒸汽溫度,K;n為模型系數(shù)。

2.4 汽水側(cè)計(jì)算模型

汽水側(cè)的蓄能主要存儲(chǔ)在汽包中,汽包的蓄能能力用鍋爐的蓄熱系數(shù)表示。汽包壓力對(duì)鍋爐的發(fā)熱量反應(yīng)靈敏,因此選用汽包壓力作為集總參數(shù)來反映工質(zhì)的能量變化。汽水流程結(jié)構(gòu)如圖3所示。圖中:hfw為給水焓,kJ/kg;qm,sw為減溫水質(zhì)量流量,kg/s;hsw為減溫水焓,kJ/kg;qm,st為主蒸汽質(zhì)量流量,kg/s;hst為主蒸汽焓,kJ/kg;qm,s為噴水減溫前過熱蒸汽質(zhì)量流量,kg/s;hs為噴水減溫前過熱蒸汽的焓,kJ/kg;pm為汽包壓力,MPa。

圖3 汽水流程圖

根據(jù)圖3,輸入的熱量來自鍋爐發(fā)熱量、給水的能量和減溫水的能量,輸出的能量為進(jìn)入汽輪機(jī)做功的能量。基于能量守恒,得到汽水側(cè)的能量平衡方程為

(20)

式中:Cb為鍋爐的蓄熱系數(shù),MJ/MPa;Qin為某一時(shí)刻鍋爐的吸熱量,kJ/s。

鍋爐的吸熱量Qin可以寫為水冷壁吸熱量的線性函數(shù):

Qin=kinQt

(21)

式中:kin為鍋爐總的吸熱量增益。

過熱器中的壓降通常寫為壓力的函數(shù),但在負(fù)荷較低時(shí),其壓降更適合寫為負(fù)荷的函數(shù)[23],故采用式(22)的函數(shù)關(guān)系來表示壓降:

pm-pst=g(Ne)

(22)

式中:pst為主蒸汽壓力,MPa;Ne為機(jī)組負(fù)荷,MW。

2.5 汽機(jī)側(cè)計(jì)算模型

主蒸汽流量可以通過與汽輪機(jī)閥門開度、主蒸汽壓力和主蒸汽密度之間的函數(shù)關(guān)系計(jì)算,主蒸汽密度又可以寫為主蒸汽壓力、主蒸汽焓值的函數(shù),故:

(23)

式中:ut為汽輪機(jī)閥門開度,%;ρst為主蒸汽密度,kg/m3;λ、α為模型參數(shù)。

主蒸汽進(jìn)入汽輪機(jī)中做功,其能量的釋放具有一定的慣性,因此,機(jī)組負(fù)荷和主蒸汽壓力、汽輪機(jī)閥門開度之間的關(guān)系可以用一階慣性環(huán)節(jié)來表示:

(24)

式中:Cn為汽輪機(jī)動(dòng)態(tài)時(shí)間,s;kn為汽輪機(jī)閥門開度增益。

3 模型參數(shù)辨識(shí)

模型中需要辨識(shí)的參數(shù)有:Cb、kin、Cn、kn、kB,以及模型中的函數(shù)關(guān)系式Qt、g(Ne)、qm,st。

3.1 靜態(tài)參數(shù)識(shí)別

為識(shí)別模型的靜態(tài)參數(shù),表1給出了機(jī)組在30 MW穩(wěn)態(tài)時(shí)各個(gè)參數(shù)的運(yùn)行數(shù)據(jù)。

表1 穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的參數(shù)值

基于建立的模型,可以得到穩(wěn)態(tài)下的靜態(tài)方程:

(25)

(26)

式中:帶*的是變量在穩(wěn)態(tài)時(shí)的數(shù)值。

代入各物理參數(shù)穩(wěn)態(tài)時(shí)的數(shù)據(jù),可以得到鍋爐總的吸熱量增益kin和汽輪機(jī)閥門開度增益kn。在運(yùn)行數(shù)據(jù)和回歸分析的基礎(chǔ)上,可以識(shí)別得到Qt、g(Ne)、qm,st函數(shù),上述參數(shù)和函數(shù)的識(shí)別結(jié)果分別為

kin=1 770

kn=3.007 5

3.2 動(dòng)態(tài)參數(shù)識(shí)別

將負(fù)荷在動(dòng)態(tài)過程變化的歷史數(shù)據(jù)代入辨識(shí)得到的靜態(tài)參數(shù),采用遺傳算法閉環(huán)辨識(shí)動(dòng)態(tài)模型參數(shù),目標(biāo)函數(shù)J(x)為

(27)

式中:Δpst為計(jì)算主蒸汽壓力與實(shí)際主蒸汽壓力之差,MPa;ΔNe為計(jì)算負(fù)荷與實(shí)際負(fù)荷之差,MPa;N為動(dòng)態(tài)變化過程中的數(shù)據(jù)采集量。

遺傳算法參數(shù)動(dòng)態(tài)辨識(shí)的結(jié)果為Cb=4 000 MJ/MPa,Cn=60 s。

通過仿真實(shí)踐,得到式(17)的表達(dá)式,煤質(zhì)校正后的曲線如圖4所示,校正后碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)會(huì)在設(shè)計(jì)值的上下浮動(dòng)。

(28)

圖4 矯正后碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)

3.3 辨識(shí)結(jié)果驗(yàn)證

將上述參數(shù)代入模型中,燃料中碳的質(zhì)量分?jǐn)?shù)參照電廠鍋爐的設(shè)計(jì)燃料碳含量,由于揮發(fā)分各組分的熱解析出量實(shí)際值確定較為困難且不同時(shí)刻產(chǎn)量也不同,因此揮發(fā)分各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)通過仿真實(shí)踐確定,采取仿真時(shí)間段內(nèi)折中的最佳值作為揮發(fā)分各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù),燃料各成分的含量參照表2。現(xiàn)場(chǎng)采集的數(shù)據(jù)時(shí)間間隔為1 min。模型輸出與實(shí)際值的對(duì)比如圖5所示。

表2 生物質(zhì)燃料參數(shù)

(a) 汽包壓力

由模型計(jì)算得到的pm、pst、qm,st和Ne相對(duì)誤差最大值和平均值如表3所示。根據(jù)計(jì)算結(jié)果,汽包壓力、主蒸汽壓力的平均相對(duì)誤差均小于3%,主蒸汽質(zhì)量流量和負(fù)荷的平均相對(duì)誤差均小于4%,模型輸出的相對(duì)誤差平均值在可接受范圍內(nèi),且模型計(jì)算值與實(shí)際值的變化趨勢(shì)一致,可認(rèn)為模型參數(shù)辨識(shí)結(jié)果較為理想。

表3 模型輸出誤差

從圖5可知,汽包壓力的變化速度較負(fù)荷的變化速度慢,汽包的蓄能能力較強(qiáng)。在第200 min附近,主蒸汽壓力的計(jì)算值下降幅度較大,而實(shí)際主蒸汽壓力變化不大。分析其原因,鍋爐內(nèi)發(fā)熱量下降時(shí),汽水側(cè)的部分飽和水和飽和蒸汽能夠迅速進(jìn)入汽輪機(jī)做功使壓力損失減小,從而緩解了實(shí)際主蒸汽壓力的波動(dòng),而計(jì)算中未考慮汽包的蓄能作用,因此計(jì)算值相對(duì)于實(shí)際值波動(dòng)較大。

4 模型驗(yàn)證

4.1 模型泛化驗(yàn)證

選取一段負(fù)荷波動(dòng)較大的數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證,該時(shí)間段內(nèi),負(fù)荷的最大波動(dòng)為12 MW,模型結(jié)果的對(duì)比如圖6所示。由圖6可知,模型計(jì)算值與實(shí)際值較吻合,證明模型具有一定的擴(kuò)展性。其中,主蒸汽壓力的最大相對(duì)誤差為7.90%,平均相對(duì)誤差為1.69%,負(fù)荷的最大相對(duì)誤差為8.13%,平均相對(duì)誤差為1.90%,誤差大小在可接受范圍內(nèi),能滿足一般控制器的設(shè)計(jì)要求。

(a) 主蒸汽壓力

4.2 模型階躍試驗(yàn)

為進(jìn)一步驗(yàn)證模型的動(dòng)態(tài)結(jié)果,在額定工況下對(duì)模型的輸入(給料量、總風(fēng)量、汽輪機(jī)閥門開度)加入5%的階躍擾動(dòng),分別得到機(jī)組主要參數(shù)(主蒸汽壓力、主蒸汽流量、負(fù)荷)的響應(yīng)結(jié)果,如圖7～圖9所示。由圖7可知,給料量階躍上升5%,鍋爐內(nèi)揮發(fā)分、即燃碳量上升,放熱增大,蒸汽蒸發(fā)量增大,因此主蒸汽壓力、主蒸汽質(zhì)量流量、負(fù)荷也增大,而隨著床溫、鍋爐吸熱量上升并達(dá)到平衡,負(fù)荷又趨于穩(wěn)定,進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)。

圖7 模型給料量階躍響應(yīng)

由圖8可知,當(dāng)風(fēng)量階躍上升5%時(shí),鍋爐內(nèi)的燃燒速率上升,鍋爐內(nèi)蓄能快速釋放,主蒸汽壓力、負(fù)荷上升,但由于給料不變,鍋爐內(nèi)的燃料存量下降,其放熱量會(huì)在達(dá)到峰值后下降并重新達(dá)到平衡,主蒸汽壓力和負(fù)荷也隨之下降最后達(dá)到穩(wěn)態(tài)值。

圖8 模型總風(fēng)量階躍響應(yīng)

由圖9可知,汽輪機(jī)閥門開度階躍上升5%時(shí),主蒸汽質(zhì)量流量迅速上升,主蒸汽壓力下降,負(fù)荷快速增大,但由于燃料側(cè)發(fā)熱量不變,主蒸汽壓力的減小與汽輪機(jī)閥門開度的增大會(huì)重新達(dá)到平衡,主蒸汽流量和負(fù)荷上升到一定值后又回到穩(wěn)態(tài)值。

圖9 模型汽輪機(jī)閥門開度階躍響應(yīng)

同時(shí),從模型的階躍響應(yīng)看到,30 MW生物質(zhì)CFB機(jī)組的響應(yīng)時(shí)間較大型燃煤CFB機(jī)組的響應(yīng)時(shí)間短。鍋爐側(cè)輸入的階躍響應(yīng)慣性時(shí)間較大,從給料量和風(fēng)量出現(xiàn)5%波動(dòng)到機(jī)組參數(shù)達(dá)到穩(wěn)定中間要經(jīng)歷數(shù)十分鐘,因此實(shí)際中需要加入前饋控制,控制參數(shù)才能更快地趨于穩(wěn)定。

5 結(jié)論

(1) 建立了30 MW生物質(zhì)CFB機(jī)組協(xié)調(diào)系統(tǒng)模型,該模型能反映生物質(zhì)CFB機(jī)組變量之間的關(guān)系,且模型相對(duì)簡(jiǎn)單,具有一定的適用性。

(2) 模型的辨識(shí)結(jié)果顯示:模型的輸出與實(shí)際變化趨勢(shì)一致,汽包壓力、主蒸汽壓力的平均相對(duì)誤差均小于3%,負(fù)荷、主蒸汽質(zhì)量流量的平均相對(duì)誤差均小于4%。泛化驗(yàn)證結(jié)果顯示,負(fù)荷、主蒸汽壓力平均相對(duì)誤差均小于2%。對(duì)模型的階躍試驗(yàn)表明:模型的動(dòng)態(tài)響應(yīng)符合實(shí)際運(yùn)行經(jīng)驗(yàn),證明了模型的有效性,為生物質(zhì)CFB機(jī)組仿真分析、控制器設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供了理論基礎(chǔ)。