抽汽供熱機組自整調節控制策略研究

姜清塵，有志偉，楊建明

(1.東南大學 能源與環境學院，南京 210096；2.上海電氣電站設備有限公司 汽輪機廠，上海 200240)

“十三五”規劃以來，熱電聯產規模進一步擴大，大容量、高參數、雙級抽汽供熱機組大量投運。但受制于熱、電負荷間復雜的耦合關系，目前行業內抽汽供熱機組的自整調節策略尚不完善[1]。部分熱電廠的調節過程主要依賴于操作人員的經驗，在保證熱功率穩定的前提下緩慢改變各個閥門的開度來實現對電功率的調節。這種控制方式調節時間長，熱電過程的調整緩慢并且不準確，難以達到電網要求的一次調頻考核標準。

早期的機械液壓調節系統多基于線性機理模型，通過優化調節閥的結構設計，使調節閥傳遞矩陣和調節對象傳遞矩陣相乘得到對角矩陣來消除熱電負荷的耦合關系[2]。隨著數字電液調節系統的出現，控制回路中加入了關于電功率及供熱蒸汽抽汽壓力PI調節器的負反饋調節[3]。傳統調節方式對非再熱單級抽汽供熱機組這一類結構簡單的供熱機組具有良好的適用性，但對于結構日益復雜的供熱機組，控制效果不佳，易導致油動機長期處于波動中，出現漏油磨損等情況。究其原因，在于控制算法中對抽汽供熱機組這一被控對象的運行特性仍缺乏深入的研究。

筆者提出了一種以熱工況圖為核心，基于抽汽供熱機組熱力特性及調節閥特性的自整調節控制策略，并以CC100-8.83/4.12/1.47型100 MW雙級抽汽供熱凝汽式汽輪機為研究對象，在基于LabVIEW軟件平臺建立的動態仿真模型上，進行單級、雙級抽汽供熱變工況試驗，驗證了該自整調節策略的可行性。

1 熱力系統

1.1 系統簡述

抽汽凝汽式供熱機組熱力系統由鍋爐、汽輪機、發電機、凝汽器、高壓加熱器、低壓加熱器、除氧器、給水泵、凝水泵等設備組成。以某單級抽汽供熱機組為例，其原則性熱力系統見圖1。

圖1 抽汽供熱機組熱力系統圖

1.2 熱電耦合關系

供熱機組對外輸出熱、電兩類負荷。以圖1的抽汽供熱機組為例，若忽略小流量的非調整抽汽，則電功率及抽汽質量流量可用式(1)表示：

(1)

式中：N為電功率，kW；qm0為主蒸汽質量流量，kg/s；h0為主蒸汽比焓，kJ/kg；qmex為抽汽質量流量，kg/s；hex為抽汽比焓，kJ/kg；qmp為排汽質量流量，kg/s；hp為排汽比焓，kJ/kg。

經簡單推導，該機組熱電關系見式(2)，qmex的改變會使N隨之變化。在供熱機組調節過程中，主蒸汽調節閥開度XC0或供熱調節閥開度XCi(i=1或2)中任意一者的單獨變化都會同時影響N和qmex，這一特性稱為熱電耦合。耦合關系也可用矩陣形式表示，單級抽汽供熱機組熱電耦合關系見式(3)，雙級抽汽供熱機組見式(4)。

N=qm0×(h0-hp)-qmex×(hex-hp)

(2)

(3)

(4)

式中：耦合矩陣A由機組自身熱力特性、調節閥流量特性決定。結構越為復雜的機組，其耦合矩陣越復雜，但對于每一臺確定的機組，耦合矩陣是唯一確定的。

2 自整調節控制策略

2.1 策略簡述

根據第1.2節所述，抽汽供熱機組自整調節的本質即求解熱電耦合矩陣A的逆矩陣A-1。A和A-1的求解可以根據機組熱力特性和調節閥流量特性分別構建數學模型，將解耦過程拆分為兩步：先以電網和熱用戶所需的熱電負荷N、qmex為輸入值，根據機組熱力特性計算出所需的主蒸汽及供熱蒸汽調節閥的通流質量流量qmC0、qmCi，以矩陣形式表示[見式(5)]，矩陣B即熱蒸汽調節閥通流質量流量與熱電負荷之間的對應關系；再以調節閥通流質量流量為輸入值，根據調節閥流量特性計算出通過相應流量所需的開度指令XC0、XCi(i=1或2)，以矩陣形式表示[見式(6)]，矩陣C即調節閥開度與調節閥通流量之間的對應關系。

上述過程相當于將熱電耦合矩陣的逆矩陣A-1分解成了兩個子矩陣的乘積并分別求解，從本質上完成了熱電解耦。

(5)

(6)

聯立得：

(7)

則解耦矩陣：

(8)

根據以上分析，得到了基于機組運行特性的自整調節控制策略中的前饋部分。該部分由兩步驟組成，分別對應控制算法中的熱工況圖計算程序和調節閥開度計算程序。

2.2 熱工況圖計算程序

熱工況圖反映了抽汽供熱機組qm0、qmex與N三者之間的關系，是供熱機組熱力特性的直接體現。關于熱工況圖的繪制方法，行業內已有明確的規定[4]。熱工況圖同時還包含以下邊界條件：最大供熱量邊界線、最大電功率邊界線、最大主蒸汽量邊界線、最小排汽量邊界線及最小供熱量邊界線。

單級抽汽供熱機組熱工況圖見圖2，雙級抽汽供熱機組熱工況圖見圖3。

圖2 單級抽汽供熱機組熱工況圖

圖3 雙級抽汽供熱機組熱工況圖

依據熱工況圖，即可編制相應的計算程序，以N和qmex為輸出值，計算qm0。近似認為等供熱量線為一組平行的直線，則單級抽汽供熱機組qm0計算式為：

(9)

式中：k為一次項系數；b為常數項，是關于qmex的函數F(qmex)，可根據實際機組熱工況圖擬合確定。

對于雙級抽汽供熱機組，可近似認為當qm0、高壓供熱量qmex1一定時，隨著低壓供熱量增大，單位低壓供熱量qmex2所導致的電功率減少量為定值。則qm0計算式為：

(10)

式中：N′可理解為某供熱工況下，若低壓供熱的蒸汽全部返回汽輪機中做功時汽輪機的電功率；k2為一次項系數；k1為單位低壓供熱蒸汽若用于汽輪機做功能夠增加的發電量。

根據qm0和qmex，即可得到各調節閥的qmCi。

2.3 調節閥開度計算程序

調節閥開度計算程序的作用為：以調節閥前的設計壓力pV0和第2.2節計算出的調節閥通流質量流量qmV為輸入值，計算相應的調節閥開度指令XV。

火電機組汽輪機配汽主要有節流配汽和噴嘴配汽兩種方式。節流配汽機組采用全周進汽，將蒸汽通過一個或一組同時啟閉的調節閥調節[見圖4(a)]；噴嘴配汽機組通過調節級調節，調節級由3個以上順序開啟的調節閥及對應噴嘴組組成[見圖4(b)]。

圖4 火電機組汽輪機配汽方式

無論機組采用何種配汽方式，qmV均可視為關于pV0、XV和調節閥后壓力pV1三者的函數。工程計算中，通常忽略pV1變化的影響，認為qmV僅由pV0和XV決定，表達式為：

qmV=F(pV0,XV)

(11)

根據調節閥或調節級流量特性曲線(見圖5)，可以編制當pV0恒為設計值pV0R時，調節閥質量流量qmVR關于XV的關系式(12)。當變工況下pV0偏離設計值時，可根據pV0與設計壓力的比值對調節閥流量進行修正，見式(13)。

圖5 主調節級流量特性曲線

(12)

(13)

式中：qmV為調節機構通流質量流量，kg/s；XV為調節閥開度，%；pV0為調節閥前壓力，kPa；qmVR為當調節閥前壓力為設計壓力時的調節閥通流質量流量，kg/s；pV0R為調節閥前壓力的設計值，kPa，對于確定的機組，pV0R為確定值(主蒸汽調節級前壓力即新蒸汽壓力；供熱調節級前設計壓力即供熱壓力)。

對式(12)取逆運算，并與式(13)聯立，即可得到根據qmV、pV0逆算XV的表達式(14)。式(11)～式(14)即為調節閥開度計算程序的編制依據。

(14)

3 對調節偏差的反饋補償

3.1 反饋補償原因分析

第2章所述的自整調節屬于開環控制，其控制精度與機組運行方式、熱工況圖的準確性、調節閥流量特性曲線的準確性、熱平衡圖的準確性等諸多因素有關。此外，實際機組長期運行過程中，又存在調節閥磨損、通流級組效率變化、結構改造等情況。因此，以上過程所產生的系統誤差和偶然誤差都將導致計算得到的調節閥開度指令與實際需求值存在偏差。

為補償這一偏差，自整調節系統引入負反饋控制。以供熱蒸汽抽汽壓力和機組實際發電功率為被控量，通過串聯PI調節器，實現對功率和供熱蒸汽抽汽壓力的無差調節。

3.2 帶偏差死區的PI控制

單級抽汽供熱機組控制方框圖見圖6，雙級抽汽供熱機組控制方框圖見圖7。

圖6 單級抽汽供熱機組控制方框圖

圖7 雙級抽汽供熱機組控制方框圖

壓力變送器和流量變送器分別測量pex和qmex。控制程序根據機組實際電功率與電網指令偏差ΔN及供熱蒸汽抽汽壓力與設計壓力偏差Δpex，通過PI調節器，對機組qmex和目標電功率N0進行修正。修正后的qmex′和N0′作為輸入值，送入熱工況圖計算程序和調節閥開度計算程序，即可計算所需的調節閥開度X。

所述負反饋調節系統帶有偏差死區功能，當pex、N與目標值的偏差在允許范圍以內時，偏差輸出為0，此時調節閥不再動作，有利于減小油動機的磨損，并提升調節過程的穩定性。

4 仿真結果與分析

4.1 研究對象簡述

以CC100-8.83/4.12/1.47型100 MW雙級抽汽供熱凝汽式汽輪機為研究對象，其原則性熱力系統圖見圖8。該機組采用定壓運行，通過控制主蒸汽調節級C0開度調整主蒸汽流量。供熱工況下，高、低壓熱用戶分別通過改變高、低壓供熱閥開度X1、X2調節供熱蒸汽流量。機組自整調節系統通過控制高壓供熱調節級C1開度以維持高壓供熱蒸汽抽汽點A壓力為4.12 MPa，通過控制低壓供熱調節級C2開度以維持低壓供熱蒸汽抽汽點B壓力為1.47 MPa。

圖8 CC100-8.83/4.12/1.47機組原則性熱力系統圖

基于LabVIEW軟件平臺建立汽輪機側動態仿真數學模型。在仿真模型基礎上，按第2、第3章所述的解耦策略建立自整調節控制程序，并進行單級、雙級抽汽變工況試驗。

4.2 單級抽汽供熱變工況試驗

以高壓單級抽汽供熱試驗為例，手動改變供熱閥開度X1以模擬高壓熱用戶用汽量變化，手動改變N0以模擬電網負荷指令變化。自整調節系統通過調節C0及C1開度以響應電負荷需求，并維持高壓供熱蒸汽抽汽點A壓力4.12 MPa。X1開度擾動、N0擾動試驗見表1，電功率及高壓供熱蒸汽壓力動態響應曲線見圖9。

表1 高壓單級抽汽供熱變工況試驗

圖9 高壓單級抽汽供熱變工況試驗1、2動態曲線

由表1可以看出：在所設計的自整調節控制算法下，機組電功率靜態偏差在1%以內，供熱壓力靜態偏差在0.5%以內，且調節過程動態響應良好。

4.3 雙級抽汽供熱變工況試驗

雙級抽汽供熱工況下，手動改變供熱閥開度X1、X2以模擬高、低壓熱用戶用汽量變化，手動改變N0以模擬電網負荷指令變化。自整調節系統通過調節C0、C1、C2開度以響應電負荷需求，并維持高壓供熱蒸汽抽汽點A壓力4.12 MPa，低壓供熱蒸汽抽汽點B壓力1.47 MPa。X1、X2開度擾動和N0擾動試驗見表2，電功率及高、低壓供熱蒸汽壓力動態響應曲線見圖10。

表2 雙級抽汽供熱變工況試驗

表2(續)

圖10 雙級抽汽供熱變工況試驗5、6、7動態曲線

由表2可以看出：在所設計的自整調節控制算法下，機組電功率靜態偏差在1.5%以內，供熱壓力靜態偏差在1%以內，且調節過程動態響應良好。

5 結語

(1)筆者提出了一種以熱工況圖為核心，基于抽汽供熱機組運行特性的自整調節控制策略。通過建立抽汽供熱機組動態數學模型，并進行電功率目標值擾動及供熱量擾動等變工況試驗，驗證了這種自整調節策略的可行性。

(2)相比于傳統的調節方案，該調節策略的優勢為：將具體機組的熱力特性(熱工況圖)及調節閥特性(調節閥流量曲線)納入自整調節算法中作為前饋調節，可以有效提升一次調節的準確性，減少后續負反饋調節的時間，從而在保證調節精確性的同時能有效減少油動機的磨損。

(3)該調節策略尚存在一些問題：工程實際中通常只監測供熱蒸汽抽汽的壓力，而不直接監測供熱質量流量，因此如果要應用這種控制策略,則應增加流量變送器；且熱工況圖和調節閥流量曲線的錄入會使控制系統相對復雜。但是隨著計算機運算能力的提升與傳感器工藝的發展，這種自整調節控制策略作為一種新的、可行的控制思路，具有進一步研究的意義和價值。