孟 坦

(國華徐州發電有限公司，江蘇 徐州 221166)

百萬超超臨界機組主汽壓力偏差大原因分析及優化措施

孟 坦

(國華徐州發電有限公司，江蘇 徐州 221166)

以一臺百萬超超臨界機組為例，詳細分析了主汽壓力偏差大的原因，并提出了解決方案及優化措施。

超超臨界機組；主汽壓力；偏差；參數優化

0 引言

某發電公司百萬超超臨界燃煤機組選用上海鍋爐廠生產的超超臨界塔式鍋爐及上海汽輪機廠生產的超超臨界汽輪機，配100%容量的高旁和65%容量的低旁。1號機自2013年首次檢查性大修后，AGC控制方式下，主汽壓力控制品質出現惡化，實際主汽壓力和壓力設定值偏差經常達到±1.5 MPa，造成機組高旁打開進入溢流模式、機組跳出協調控制方式轉入機跟爐方式，被迫降低升降負荷速率至8 MW/min，但仍然解決不了問題，機組穩定運行受到嚴重威脅。

1 問題分析及采取的措施

該機組是全滑壓運行，主汽壓力設定值由負荷指令經函數發生器產生。經過對歷史曲線和控制邏輯的分析，主汽壓力產生偏差的主要原因是目前實際燃煤和機組調試期間燃煤發生了較大變化，再加上機組經過一次大修，運行特性發生了一定的變化，原來設置的控制參數已不滿足目前工況要求，調節品質下降，致使機組運行在AGC工況下主汽壓力經常偏差過大，主要表現為動態加速過程中水煤加速過調問題、主汽壓力偏差對鍋爐主控的修正問題、主汽壓力偏差拉回問題等。

1.1 鍋爐主控設計的輸入加速控制OVERLOAD值不合理

機組在不同負荷下鍋爐輸入的靜態平衡是由相應的子控制回路的指令信號維持的，如給水、燃料和風量指令信號，但是在負荷變動時，僅有這些是不夠的。直流鍋爐中鍋爐受熱面管內的內部流體受到外部煙氣的加熱，流體溫度發生變化，其反應時間常數隨燃料、給水、負荷等變化而變化，并且燃料系統中制粉、燃燒也存在大的延遲。即使嚴密地設定了給水、燃料、空氣等鍋爐輸入量，負荷變化時蒸汽溫度或蒸汽壓力變化也是過渡性地跟進。因此，負荷變化時，如事先將各種鍋爐輸入量控制得比平衡量多些或少些，對改善蒸汽溫度或壓力的控制會比較有效，這就是鍋爐輸入加速控制(OVERLOAD)。

經過對鍋爐輸入加速控制歷史曲線進行分析，發現其是壓力波動的根源所在，從輸出波形觀察，其值達到了±50 MW，同其他1 000 MW機組比較，最大值偏大了15 MW左右，因此可適當設置系數(系數最終由1改為0.75)，使其最大輸出控制在±40 MW之內，為配合此調整，適當對主汽壓力設定值的三階慣性環節(模擬燃料由熱量轉換為蒸汽壓力的慣性時間)的慣性時間常數進行調整。

OVERLOAD加速在給水控制回路中分為2部分，其中的35%是與給煤指令加速部分同步，另外65%是經過二階慣性環節與給煤的熱量釋放相配合，因此其中35%的給水加速部分是超前給水量，此部分在AGC模式的三角波及N型波工況下可能會出現煤水比配合失當的問題，可適當減弱給水超前量，其修正系數最終由1改為0.82，達到了煤水比配合比較適當、中間點溫度也比較穩定的目的。

1.2 鍋爐主控部分壓力快速返回邏輯參數設定值不合理

圖1為鍋爐主控壓力快速返回邏輯，在壓力偏差超過一定值時，快速增減鍋爐指令后，慢速恢復，以達到壓力快速返回的目的，現限值設置為±0.8 MPa，即只有主汽壓力偏差達到±0.8 MPa時才對鍋爐主控進行修正。經過分析，設置在±0.8 MPa有些過大，并且修正量也過大(+15 MW、-12 MW)。因此，可調整主汽壓力偏差在±0.5 MPa附近開始對鍋爐指令進行修正，并適當縮小修正量，最終確定修正量為±12 MW，以減小主汽壓力的偏差。

圖1 鍋爐側主汽壓力快速返回邏輯

1.3 非線性PD控制邏輯作用弱

非線性PD控制邏輯如圖2所示，作用是只要有主汽壓力偏差，即通過此非線性PD控制邏輯對鍋爐主控指令進行修正，此修正量應該和鍋爐側主汽壓力快速返回對鍋爐主控指令的修正量配合，不能過大也不能過小。此非線性PD控制邏輯對鍋爐主控指令的修正比較小，只有2.5 MW，修正效果不理想，造成主汽壓力產生偏差后修正不過來，主汽壓力偏差進一步加大后通過鍋爐側主汽壓力快速返回邏輯進行修正。因此，可適當加大此非線性PD控制邏輯對鍋爐主控指令的修正量，以達到主汽壓力產生小的偏差后及時進行鍋爐主控指令修正的目的，從而控制主汽壓力偏差進一步加大。此邏輯與1.2部分配合調整，比例起主要作用，微分可控制適量，最大輸出控制在±5 MW，保證和鍋爐側主汽壓力快速返回指令配合較好，以達到良好效果。最終限制其調整范圍為±5 MW。

圖2 鍋爐側主汽壓力非線性PD控制邏輯

1.4 主汽壓力調節器的閉鎖增減邏輯不合理

主汽壓力控制調節器閉鎖邏輯如圖3所示，其設計目的在于在目標負荷和實際功率偏差超過一定值時，增負荷時閉鎖對鍋爐指令減方向的修正，減負荷時閉鎖鍋爐指令增方向的修正。現場查詢設置是超過±2 MW就會觸發，但觀察實際AGC模式下的曲線，在出現三角波或N型波指令時，會出現在增負荷時壓力高、減負荷壓力低的工況，若按以上邏輯觸發，將會使壓力控制出現惡化，因此可適當放大設置值，避免增減負荷動作閉鎖主汽壓力調節器的輸出。在穩態及負荷變動時，通過適當調整鍋爐主控PID參數，滿足主汽壓力調節品質需要。經過調試，最終該限值設置為±25 MW，避免了增減負荷動作頻繁閉鎖主汽壓力調節器的輸出，對穩定主汽壓力起到了一定的作用。

圖3 主汽壓力控制調節器閉鎖邏輯

1.5 給水焓值偏差調節在變負荷中單向閉鎖不合理

在調整過程中，發現增減負荷時會閉鎖給水焓值偏差PID模塊后的軟手操器的輸出，在增負荷時閉鎖焓值校正地減，在減負荷時閉鎖焓值校正地增。增減負荷結束后，焓值手操器輸出會立即跳變到焓值偏差調節PID控制模塊輸出值，從而造成給水波動，導致主汽壓力波動和中間點溫度波動。

通過觀察，焓值偏差調節應該一直起作用，在焓值出現偏差時即進行調整，不但可以穩定主汽壓力，對中間點溫度的控制也有很好的作用，進而可以穩定主汽壓力。因此，最終把給水回路的焓值閉鎖增減功能封鎖住，避免了焓值調節手操器輸出的跳變，穩定了主汽壓力和中間點溫度。

1.6 汽機主控部分主汽壓力拉回參數設置不合理

汽機側負荷指令控制邏輯中設置有壓力偏差大拉回，在AGC負荷控制精度允許的情況下，適當根據壓力偏差修正負荷，現場查詢其函數f(x)設置死區為±0.5 MPa，超過1 MPa修正量只有7 MW，邏輯如圖4所示，主汽壓力偏差后汽機主控修正量太小，起不到應有的修正拉回作用。可適當調整修正死區為±0.25 MPa，并通過參數修改，使超過±0.5 MPa時有8 MW功率的補償，超過1 MPa應達到17 MW以上。即通過調整汽機調門開度，降低主汽壓力偏差。

圖4 汽機側主汽壓力拉回邏輯

經過調整測試，函數f(x)最終設置如表1所示，在主汽壓力偏差為1 MPa時修正汽機負荷18 MW，滿足AGC工況下負荷精度3%的要求。修改后在主汽壓力產生偏差的時候能及時通過修正汽機負荷來減小主汽壓力偏差。

表1 汽機側主汽壓力拉回設置

2 采取措施后的效果

通過采取以上措施，該機組主汽壓力偏差恢復到了正常范圍，機組在AGC工況下負荷升降速率設置為15 MW/min，主汽壓力最大偏差不超過±0.6 MPa，達到了預期效果。

3 結語

超超臨界機組一般均采用全滑壓運行，主汽壓力受多種因素的影響，在AGC工況下由于經常大幅度進行負荷調整，主汽壓力的偏差控制也成為超超臨界機組主要參數控制的難點之一。本文分析了百萬超超臨界機組主汽壓力偏差產生的原因及采取的措施，盡管某些邏輯在實際應用中也存在不足，但相信隨著超超臨界機組運行數量的增加，主汽壓力控制相關邏輯將會越來越完善。另外，在機組協調控制邏輯設計時要充分考慮到鍋爐主控調壓、旁路調壓、汽機側調壓的相互配合和影響，在任何工況下只能有一個壓力調節器進行鍋爐壓力調節，高旁的壓力調節級別高于鍋爐和汽機，當高旁調節主汽壓力時，汽機和鍋爐控制器都要退出壓力調節。

[1] 劉吉臻，田亮，曾德良，等.660 MW機組負荷—壓力非線性特性的分析[J].動力工程，2005，25(4):533～536

[2] DL5000—2000 火力發電廠設計技術規程[S]

2014-07-17

孟坦(1976—)，男，江蘇徐州人，工程師，從事火力發電熱控技術管理工作。