供熱機(jī)組熱電負(fù)荷解耦控制

高 遠(yuǎn)， 田 亮

(華北電力大學(xué) 控制與計算機(jī)工程學(xué)院，河北 保定 071003)

0 引 言

近年來，我國風(fēng)電并網(wǎng)裝機(jī)容量不斷增長，其中占比高的省份有甘肅、內(nèi)蒙古、新疆等，裝機(jī)量占比均已超過30%[1]。但是隨著風(fēng)電的發(fā)展，電網(wǎng)對風(fēng)電消納能力不足的問題也逐漸顯現(xiàn)。一方面，風(fēng)能資源廣泛分布的三北地區(qū)同時也是供熱機(jī)組廣泛分布的地區(qū)；另一方面，在風(fēng)能資源較為豐富的冬季，供熱機(jī)組需要進(jìn)行供暖，受到“以熱定電”原則的制約，難以參與電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻，造成了電網(wǎng)可調(diào)容量不足的現(xiàn)象。為了充分挖掘供熱機(jī)組的調(diào)峰潛力，以加強(qiáng)電網(wǎng)對風(fēng)電的消納能力，需要供熱機(jī)組投入AGC(自動發(fā)電控制)運行。

供熱機(jī)組發(fā)電負(fù)荷和供熱負(fù)荷的控制系統(tǒng)之間存在耦合現(xiàn)象[2]，既不利于保證供熱質(zhì)量，也給機(jī)組投入AGC運行造成困難。目前純凝機(jī)組和供熱機(jī)組都已經(jīng)有了成熟的模型[3-5]。對于純凝機(jī)組已經(jīng)有了一套比較完善的控制方案，而供熱機(jī)組的協(xié)調(diào)控制方案往往是在純凝機(jī)組控制方案的基礎(chǔ)上輔以各種前饋和解耦環(huán)節(jié)[3,6]。供熱機(jī)組通常采用燃料量控制抽汽壓力、汽輪機(jī)高調(diào)門控制發(fā)電負(fù)荷、供熱抽汽蝶閥控制機(jī)前壓力的協(xié)調(diào)控制方案[7]。一些研究人員提出利用蓄熱罐供熱、電鍋爐供熱等方案來解決難題[8,9]，但是由于大多數(shù)機(jī)組沒有配備相應(yīng)設(shè)備，需要對設(shè)備進(jìn)行改造。改造設(shè)備需要額外的投資成本，收回成本所需的時間難以估計。上述文獻(xiàn)均從儲能或采暖需求側(cè)的角度出發(fā)，鮮有文獻(xiàn)直接從控制系統(tǒng)解耦的方向解決供熱機(jī)組投AGC難的問題。

熱、電負(fù)荷控制系統(tǒng)耦合的存在造成機(jī)組負(fù)荷的頻繁波動，因此設(shè)計解耦控制系統(tǒng)成為供熱機(jī)組投入AGC運行的一個突破口。解耦的本質(zhì)在于設(shè)計一個既能消除目標(biāo)輸入輸出變量間的相互影響、又能保證各單回路控制系統(tǒng)獨立運作的計算網(wǎng)絡(luò)，常用的多變量系統(tǒng)解耦方法一般包括前饋補(bǔ)償法、對角矩陣法和單位矩陣法[10]。文獻(xiàn)[11]介紹了智能解耦、自適應(yīng)解耦和非線性與魯棒解耦，這些方法更側(cè)重于針對控制器進(jìn)行研究，在工程上往往由于算法過于復(fù)雜而難以應(yīng)用。文獻(xiàn)[12]驗證了伴隨矩陣解耦法在多變量時滯系統(tǒng)中的有效性，利用PID控制器能夠使解耦后的系統(tǒng)對定制信號進(jìn)行跟蹤控制。文獻(xiàn)[13]提出了一種基于狀態(tài)反饋解耦的PI控制策略，通過仿真驗證了其在串級調(diào)速系統(tǒng)中的應(yīng)用?；痣姍C(jī)組是典型的多變量耦合系統(tǒng)，針對火電機(jī)組進(jìn)行的解耦控制研究對于提高火電機(jī)組參與調(diào)峰調(diào)頻能力具有重要意義[14,15]。文獻(xiàn)[16]針對機(jī)爐控制系統(tǒng)提出了利用擴(kuò)增狀態(tài)觀測器的解耦控制策略，其解耦補(bǔ)償器可以簡化為能夠付諸工程應(yīng)用的PI形式。在純凝工況下利用增益補(bǔ)償和超前環(huán)節(jié)來抵消制粉系統(tǒng)的慣性和延遲的解耦控制方案已經(jīng)得到驗證[17]。對于供熱工況，文獻(xiàn)[18]利用相對增益矩陣(RGA)法驗證了采用對角矩陣法設(shè)計的供熱調(diào)節(jié)蝶閥開度對發(fā)電負(fù)荷的解耦器的控制效果。在機(jī)組的實際運行中，發(fā)電側(cè)對供熱側(cè)的擾動比較小[3]，因此可以采用單向解耦的方法，僅設(shè)計供熱側(cè)對發(fā)電側(cè)的解耦環(huán)節(jié)，能夠有效減少解耦器的數(shù)量，改善控制系統(tǒng)的復(fù)雜程度[19]。

本文對供熱機(jī)組的非線性動態(tài)模型進(jìn)行小偏差線性化，得到傳遞函數(shù)模型，并采用前饋補(bǔ)償法設(shè)計了汽輪機(jī)供熱調(diào)節(jié)蝶閥開度和供熱抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度對發(fā)電負(fù)荷的單向解耦控制器；從工程的角度出發(fā)，在以爐跟機(jī)為基礎(chǔ)的協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)中加入供熱側(cè)對發(fā)電側(cè)的解耦環(huán)節(jié)，以減弱熱負(fù)荷調(diào)整導(dǎo)致的發(fā)電負(fù)荷波動，保證機(jī)組熱、電負(fù)荷的穩(wěn)定，有利于投入AGC運行。

1 供熱機(jī)組熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

目前我國的供熱機(jī)組仍以調(diào)節(jié)抽汽式供熱機(jī)組為主。抽汽式供熱機(jī)組除供熱部分外與常規(guī)純凝機(jī)組結(jié)構(gòu)基本相同[20]。供熱機(jī)組的熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)決定其熱、電負(fù)荷的控制之間必然存在耦合現(xiàn)象。供熱機(jī)組供熱部分熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

1—汽輪機(jī)供熱調(diào)節(jié)閥；2—供熱抽汽調(diào)節(jié)蝶閥；3—熱網(wǎng)加熱器；4—熱網(wǎng)疏水泵；5—除氧器；6—熱網(wǎng)回水；7—熱網(wǎng)循環(huán)水泵；8—至一級管網(wǎng)；9—自低壓加熱器；10—至給水泵、高壓加熱器；11—中壓缸；12—低壓缸圖1 供熱部分熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of heat supply part of thermodynamic system

在抽汽式供熱機(jī)組的中壓缸與低壓缸的連接管道上裝有汽輪機(jī)供熱調(diào)節(jié)蝶閥(LV閥)。中壓缸排汽分為兩路，一路經(jīng)過LV閥進(jìn)入低壓缸做功，一路依次經(jīng)過供熱抽汽調(diào)節(jié)蝶閥(EV閥)進(jìn)入熱網(wǎng)加熱器做功。當(dāng)機(jī)組需要調(diào)整發(fā)電負(fù)荷時，燃料量和汽輪機(jī)高壓缸進(jìn)汽調(diào)門開度的變化引起進(jìn)入汽輪機(jī)蒸汽流量的變化，進(jìn)而引起中壓缸排汽壓力的變化。雖然LV閥和EV閥的開度沒有發(fā)生變化，但是中壓缸排汽壓力的變化引起供熱抽汽流量的變化，導(dǎo)致機(jī)組供熱負(fù)荷波動。當(dāng)機(jī)組通過改變LV閥開度調(diào)整供熱負(fù)荷時，LV閥開度的改變會導(dǎo)致流入低壓缸做功的蒸汽的流量改變，進(jìn)而引起發(fā)電負(fù)荷的波動；當(dāng)機(jī)組通過改變EV閥開度調(diào)整供熱負(fù)荷時，隨著流往熱網(wǎng)加熱器的蒸汽流量的改變，中壓缸排氣壓力改變，同樣會導(dǎo)致流入低壓缸做功的蒸汽流量改變。因此，供熱機(jī)組熱、電負(fù)荷的控制間存在耦合。

2 供熱機(jī)組模型及分析

2.1 參考模型

文獻(xiàn)[20]給出了某典型300 MW抽汽式供熱機(jī)組的非線性動態(tài)模型：

rM1=uB(t-τ)

(1)

(2)

(3)

(4)

pt=pd-K2(K1rB)1.5

(5)

(6)

(7)

qH=K4K7pzuE

(8)

p1=0.01ptuT

(9)

模型包含4個控制輸入變量：uB為燃料量，t/h；uT為高壓缸進(jìn)汽調(diào)門開度，%；uL為汽輪機(jī)供熱調(diào)節(jié)蝶閥開度，%；uE為供熱抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度，%。模型包含4個狀態(tài)輸出變量：pt為汽輪機(jī)前壓力，MPa；NE為機(jī)組發(fā)電功率，MW；pz為汽輪機(jī)中壓缸排汽壓力，MPa；qH為供熱抽汽流量，t/h。模型包含兩個其它變量輸出：pd為汽包壓力，MPa；p1為汽輪機(jī)一級壓力，MPa。模型包含3個中間變量：rM1和rM2為制粉系統(tǒng)中實際進(jìn)入磨煤機(jī)煤量，t/h；rB為鍋爐燃燒率，t/h。模型包含7個靜態(tài)參數(shù)：K1為燃料量增益；K2為壓差擬合系數(shù)；K3為汽輪機(jī)增益；K4為供熱抽汽熱量系數(shù)；K5為低壓紅做功占比；K6為低壓虹蒸汽做功增益；K7為熱網(wǎng)循環(huán)水有效比熱容。模型包含5個動態(tài)參數(shù)：τ為制粉遲延時間；Tf1和Tf2為制粉慣性時間；Cb為鍋爐蓄熱系數(shù)；Tt為汽輪機(jī)慣性時間；Ch為熱網(wǎng)加熱器蓄熱系數(shù)。

2.2 模型線性化

為了深入研究供熱機(jī)組的熱電耦合特性，需要對非線性動態(tài)模型進(jìn)行線性化處理。對式(1)至式(9)所描述模型進(jìn)行工作點小偏差線性化，以分析模型的輸入輸出關(guān)系。線性化后得到的四入四出傳遞函數(shù)模型為

(10)

其中：

(11)

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

(17)

(18)

G13(s)=0

(19)

(20)

(21)

(22)

G14(s)=0

(23)

(24)

(25)

(26)

式中：

(27)

(28)

M1=K6uL+K7uE

(29)

M2=K6uL+(1-K5)K7uE

(30)

2.3 模型驗證

本文研究對象為包頭第三熱電廠300 MW供熱機(jī)組。鍋爐為HG-1025/17.5-YM11型汽包鍋爐；汽輪機(jī)為C300/235-16.7/0.35/537/537型汽輪機(jī)。在Matlab/Simulink平臺搭建模型進(jìn)行仿真，分別在模型各個輸入端加入階躍擾動信號，觀察各個輸出的響應(yīng)曲線以驗證線性化模型的復(fù)現(xiàn)性并分析模型各輸入輸出變量之間的耦合關(guān)系。工作點參數(shù)如表1所示。

表1 工作點參數(shù)

得到系統(tǒng)階躍響應(yīng)曲線如圖2和圖3所示，其中實線表示線性化后模型的響應(yīng)曲線，虛線表示原非線性動態(tài)模型的響應(yīng)曲線。下面對模型的階躍響應(yīng)曲線進(jìn)行分析。

圖2(a)為燃料量階躍減少10 t/h時模型響應(yīng)曲線。從圖中可以看出，燃料量階躍減少導(dǎo)致蒸發(fā)量減少，使機(jī)組負(fù)荷先降低隨后逐漸趨于穩(wěn)定；同時由于汽輪機(jī)高調(diào)門開度不變，汽輪機(jī)前壓力減小，中壓缸排汽壓力和供熱抽汽流量也隨之減小，在比較長的時間后趨于穩(wěn)定。可以發(fā)現(xiàn)整個過程較為緩慢，反映了機(jī)組鍋爐側(cè)的慣性。圖2(b)為汽輪機(jī)高調(diào)門開度階躍增加5%時模型響應(yīng)曲線。從圖中可以看出，高調(diào)門開度增加時，機(jī)前壓力降低，導(dǎo)致鍋爐釋放蓄熱，機(jī)組負(fù)荷迅速上升。由于沒有相應(yīng)增加燃料量，在鍋爐釋放蓄熱完畢后，機(jī)組負(fù)荷逐漸降低并緩慢恢復(fù)到之前的水平。中壓缸排汽壓力和供熱抽汽流量也隨之先增加隨后緩慢恢復(fù)原狀。

圖2 燃料量和高調(diào)門開度擾動對象響應(yīng)曲線圖Fig.2 Response curves of fuel flow and opening of turbine governor valve disturbance

圖3(a)為LV閥開度階躍增加5%時模型響應(yīng)曲線。LV閥開度增加時，低壓缸進(jìn)汽量增加，中壓缸排汽壓力降低、供熱抽汽流量減少；同時由于進(jìn)入低壓缸做功的蒸汽增加，機(jī)組負(fù)荷升高，這個過程不會對機(jī)前壓力產(chǎn)生影響，機(jī)前壓力保持不變。圖3(b)為EV閥開度階躍減少10%時模型響應(yīng)曲線。EV閥開度減小時，流向熱網(wǎng)加熱器的蒸汽減少，中壓缸排汽壓力快速上升，更多的蒸汽進(jìn)入低壓缸做功，機(jī)組負(fù)荷上升；一段時間后，中壓缸排汽壓力上升的影響占據(jù)主導(dǎo)地位，引起供熱抽汽流量回升，但穩(wěn)態(tài)值仍略低于初始值。

現(xiàn)對圖2和圖3中原模型和線性化模型的響應(yīng)曲線進(jìn)行對比，以分析線性化模型的復(fù)現(xiàn)性。由于線性化后的傳遞函數(shù)模型中含有工作點參數(shù)，因此在進(jìn)行階躍擾動實驗時，線性化模型和原模型不可避免的存在誤差。從圖中可以看出，線性化后的模型的動態(tài)特性與原模型基本保持一致，僅靜態(tài)特性存在微小的誤差，因此可以認(rèn)為線性化模型具有良好的復(fù)現(xiàn)性，根據(jù)線性化模型進(jìn)行耦合特性分析是可行的。

圖3 LV閥開度和EV閥開度擾動對象響應(yīng)曲線Fig.3 Response curves of the opening of LV valve and EV valve disturbance

2.4 耦合特性分析

階躍擾動實驗顯示，LV閥開度和EV閥開度的擾動均會引起機(jī)組負(fù)荷的波動。因此供熱側(cè)和發(fā)電側(cè)控制系統(tǒng)的耦合主要是由LV閥開度和EV閥開度到機(jī)組負(fù)荷的通路引起，需要設(shè)計解耦環(huán)節(jié)消除該擾動的影響。

下面根據(jù)線性化模型對耦合特性進(jìn)行分析：G13(s)和G14(s)均為0，說明LV閥和EV閥開度的改變不會對機(jī)前壓力造成影響；G23(s)和G24(s)不等于0，說明LV閥和EV閥開度的變化會對機(jī)組的負(fù)荷造成影響。因此供熱機(jī)組在進(jìn)行熱負(fù)荷調(diào)節(jié)時會影響機(jī)組的發(fā)電負(fù)荷，這正是機(jī)組在供暖期投入AGC運行時負(fù)荷波動頻繁的原因?，F(xiàn)在分析發(fā)電側(cè)對供熱側(cè)的影響：G41(s)和G31(s)不等于0，一方面說明可以通過調(diào)節(jié)燃料量和汽輪機(jī)高調(diào)門開度來調(diào)整供熱負(fù)荷；另一方面也說明在調(diào)整發(fā)電負(fù)荷時必然會對供熱負(fù)荷造成影響，難以保證供熱質(zhì)量。

由于熱網(wǎng)中蘊(yùn)含著巨大的儲能容量，一般情況下即使是大范圍的供熱調(diào)節(jié)也不會對熱用戶產(chǎn)生明顯的影響。一天內(nèi)熱源端溫度變化峰峰值達(dá)到30°C時反映到熱用戶端僅僅為0.65°C[14]。因此對供熱機(jī)組進(jìn)行解耦時主要考慮熱對電的解耦。

3 解耦環(huán)節(jié)設(shè)計及仿真驗證

3.1 解耦思路

采用燃料量控制機(jī)前壓力、汽輪機(jī)高調(diào)門開度控制機(jī)組負(fù)荷、LV閥和EV閥手動控制的基本控制方式，在機(jī)側(cè)控制器和被控對象之間增加LV閥開度和EV閥開度對發(fā)電負(fù)荷的解耦器，如圖4所示。圖中，GB(s)和GT(s)為爐側(cè)和機(jī)側(cè)控制器，爐側(cè)采用PID控制，機(jī)側(cè)采用PI控制；G1(s)和G2(s)為解耦環(huán)節(jié)；ptSP和NESP分別表示機(jī)前壓力和發(fā)電負(fù)荷的設(shè)定值。為了凸顯解耦環(huán)節(jié)的控制效果和簡化求解過程，控制系統(tǒng)中未加入其他前饋和解耦環(huán)節(jié)，并省略了求解過程中未涉及的通路。

圖4 解耦控制方式簡化結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Schematic diagram of decoupling control system

雖然在爐側(cè)和機(jī)側(cè)開環(huán)情況下LV閥和EV閥的開度不會直接影響機(jī)前壓力，但是當(dāng)機(jī)組投入閉環(huán)運行時，改變LV閥或EV閥開度調(diào)節(jié)供熱負(fù)荷時會導(dǎo)致發(fā)電負(fù)荷波動，進(jìn)而使發(fā)電負(fù)荷與負(fù)荷設(shè)定值產(chǎn)生偏差。偏差經(jīng)過機(jī)側(cè)控制器后形成機(jī)主控信號，調(diào)節(jié)汽輪機(jī)高調(diào)門開度使發(fā)電負(fù)荷跟隨AGC指令，同時引起機(jī)前壓力的波動。因此需要求解機(jī)組在機(jī)側(cè)、爐側(cè)均閉環(huán)情況下的解耦環(huán)節(jié)傳遞函數(shù)。

3.2 解耦環(huán)節(jié)求解

首先求解LV閥開度對機(jī)組負(fù)荷的解耦環(huán)節(jié)。根據(jù)梅遜公式可得

(31)

式中：

(32)

為了消除LV閥開度對機(jī)組負(fù)荷的影響，式(31)應(yīng)滿足：

(33)

可以得到

(34)

將式(11)、式(12)、式(15)和式(16)帶入式(34)的分母可以得到

(35)

GB(s)為爐側(cè)控制器，其作用為抵消制粉環(huán)節(jié)的遲延和慣性，因此在計算時可近似認(rèn)為GB(s)可以與式(35)中代表慣性和遲延的環(huán)節(jié)約掉。因此可以得到

(36)

G22(s)+GB(s)[G11(s)G22(s)-G21(s)G12(s)]=

(37)

(38)

再對式(34)的分子進(jìn)行計算。對GB(s)G11(s)也進(jìn)行類似的近似，可以得

(39)

將式(36)和式(38)帶入式(33)可以得出

(40)

對式(16)和式(19)在靜態(tài)情況下進(jìn)行分析可以得到

(41)

(42)

將式(41)和式(42)代入式(40)可以得到

(43)

下面對EV閥開度對機(jī)組負(fù)荷的解耦環(huán)節(jié)進(jìn)行求解。由梅遜公式可以得到

(44)

為了消除EV閥開度對機(jī)組負(fù)荷的影響，式(45)應(yīng)滿足：

(45)

類似地，利用求解式(43)的方法可以求得

(46)

3.3 仿真驗證

對機(jī)組在100%額定負(fù)荷工作點進(jìn)行仿真實驗。機(jī)組穩(wěn)定情況下，在200 s時加入-30 MW的負(fù)荷指令擾動，機(jī)組的機(jī)前壓力、發(fā)電負(fù)荷響應(yīng)曲線如圖5所示。

圖5 AGC指令擾動下機(jī)組響應(yīng)曲線Fig.5 Response curves of electricity generation load instruction disturbance

由圖5可以看出，在未加入解耦環(huán)節(jié)時，傳統(tǒng)協(xié)調(diào)控制方式下機(jī)組發(fā)電負(fù)荷能夠跟隨負(fù)荷指令的變化?，F(xiàn)加入式(43)和式(45)的解耦環(huán)節(jié)作為解耦控制方案。在200 s時加入幅值為20%的LV閥開度階躍擾動，機(jī)組的機(jī)前壓力、發(fā)電負(fù)荷響應(yīng)曲線如圖6所示。從圖6可以看出，加入解耦環(huán)節(jié)后，發(fā)電負(fù)荷波動幅度的峰值從3.5 MW減小為0.5 MW。

圖6 LV閥開度擾動下機(jī)組響應(yīng)曲線Fig.6 Response curves of opening of LV valve disturbance

在機(jī)組穩(wěn)定情況下，在200 s時加入幅值為-25%的EV閥階躍擾動，機(jī)組的機(jī)前壓力、發(fā)電負(fù)荷響應(yīng)曲線如圖7所示。從圖7可以看出，加入解耦環(huán)節(jié)后，發(fā)電負(fù)荷波動幅度的峰值從2.2 MW減小為0.5 MW。

圖7 EV閥開度擾動下機(jī)組響應(yīng)曲線Fig.7 Response curves of opening of EV valve disturbance

由圖6和圖7可知，加入解耦環(huán)節(jié)后，無論是在LV閥開度還是EV閥開度的擾動下，解耦環(huán)節(jié)都并沒有對機(jī)前壓力的控制效果造成明顯影響，但機(jī)組負(fù)荷的波動遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于基本控制方式，機(jī)組負(fù)荷基本不受閥門開度擾動的影響。因此可以認(rèn)為解耦控制方案可以達(dá)到很好的效果。

4 結(jié) 論

(1) 以供熱機(jī)組非線性動態(tài)模型為基礎(chǔ)，對機(jī)組在工作點進(jìn)行小偏差線性化，得到了傳遞函數(shù)形式線性化模型。

(2) 對傳遞函數(shù)模型進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)供熱機(jī)組供熱側(cè)對發(fā)電側(cè)的擾動主要是LV閥開度和EV閥開度對機(jī)組發(fā)電負(fù)荷的通路引起的。要實現(xiàn)機(jī)組熱對電的解耦，需要設(shè)計解耦環(huán)節(jié)消除LV閥開度和EV閥開度對機(jī)組負(fù)荷的影響。

(3) 仿真實驗證明，在以爐跟機(jī)為基礎(chǔ)的協(xié)調(diào)控制方案中加入LV閥開度和EV閥開度對發(fā)電負(fù)荷的解耦環(huán)節(jié)后，可以有效減小發(fā)電負(fù)荷的波動，并且不會對機(jī)前壓力產(chǎn)生較大的影響，有利于供熱機(jī)組投入AGC運行。