柔性Smith預(yù)估控制在循環(huán)流化床機組協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)中的應(yīng)用設(shè)計

馮榮榮，田亮

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

循環(huán)流化床機組具有爐內(nèi)脫硫成本低、低溫燃燒NOx生成量低、煤種適應(yīng)性好[1-4]、負(fù)荷調(diào)節(jié)范圍寬且可以采用“壓火”操作實現(xiàn)快速啟停等優(yōu)點。缺點是燃料在輸送、燃燒和傳熱過程中存在的大遲延特性造成其負(fù)荷響應(yīng)速率非常緩慢。

循環(huán)流化床機組參與電網(wǎng)深度調(diào)峰[5-7]，負(fù)荷調(diào)節(jié)范圍拓寬至35%～50%。高負(fù)荷工況下鍋爐一次、二次風(fēng)量跟隨燃料量變化，變負(fù)荷過程中爐內(nèi)燃燒和傳熱過程相對迅速；深調(diào)峰工況下，一次、二次風(fēng)量只能滿足最小循環(huán)流化風(fēng)量要求，燃燒和傳熱過程的遲延明顯增加[8-11]。另外，在城市周邊許多循環(huán)流化床機組摻燒水處理淤泥、市政垃圾、生物質(zhì)等高水份燃料，使得其遲延時間進一步增加并且存在較大不確定性。當(dāng)被控對象的純遲延時間τ與過程時間常數(shù)T之比大于0.3時，對象將變得難以控制[12]。實際調(diào)試表明，循環(huán)流化床機組燃料量對汽輪機前蒸汽壓力和發(fā)電功率的純遲延時間超過120 s，并且存在復(fù)雜多變量強耦合特性[13-16]，造成其機前壓力和發(fā)電功率難以控制。

針對純遲延特性，文獻[17]根據(jù)Smith預(yù)估器可以補償被控對象的純遲延環(huán)節(jié)的原理，在閉環(huán)反饋回路中額外添加了1個預(yù)估補償器，通過有效隔離被控對象的時滯因子，提高系統(tǒng)魯棒性；文獻[18]根據(jù)改進的Smith預(yù)估器在反饋通道增加了1個一階濾波器，減緩誤差干擾系統(tǒng)的速度，從而減少對對象模型精準(zhǔn)性的要求。文獻[19]設(shè)計了1種模糊增量型控制器，可以明顯改善遲延對象的控制效果，并具有較強的適應(yīng)性。除了使用Smith預(yù)估器，文獻[20]提出了1種新的自校正增量型PID控制方法，能夠有效控制具有時變特性的對象。文獻[21]提出內(nèi)模-比例串級控制系統(tǒng)，將量子遺傳算法應(yīng)用于濾波器參數(shù)的尋優(yōu)，并在此基礎(chǔ)上結(jié)合T-S模糊建模和自適應(yīng)控制技術(shù)，應(yīng)用于大慣性、大遲延過程的控制。

針對循環(huán)流化床機組大遲延且遲延時間不確定的特性，本文設(shè)計PID+Smith預(yù)估控制作為直接能量平衡(direct energy balance,DEB)控制方案中的鍋爐側(cè)控制器，補償對象的大遲延特性；通過在Smith補償回路中增加1個柔性因子，在對象遲延時間變化時使鍋爐側(cè)控制器在偏向于PID控制和Smith預(yù)估控制之間做柔性切換。該控制系統(tǒng)兼顧PID控制魯棒性好和Smith預(yù)估補償控制品質(zhì)好的優(yōu)點。

1 控制系統(tǒng)設(shè)計

1.1 柔性Smith預(yù)估控制

經(jīng)典Smith預(yù)估控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖1中:GC(s)為控制器傳遞函數(shù)；KPgp(s)e-τs為被控對象傳遞函數(shù)，其中KP為比例系數(shù)，gp(s)為主通道傳遞函數(shù)；KPgp(s)(1-e-τs)為Smith補償器的傳遞函數(shù)；s為拉氏變量；R(s)為系統(tǒng)輸入；Y(s)為系統(tǒng)輸出；U(s)為調(diào)節(jié)量;Y′(s)為反饋到調(diào)節(jié)器的信號。

柔性Smith預(yù)估控制原理如圖2所示，其特征是在預(yù)估補償通道處設(shè)置柔性因子K：當(dāng)K=1時為經(jīng)典的Smith預(yù)估控制，控制效果好，但對被控對象模型要求較高，魯棒性較差；當(dāng)K=0時系統(tǒng)退化為PID控制，補償效果差但魯棒性較好。

圖1 Smith預(yù)估補償控制原理圖Fig.1 Schematic diagram of Smith predictive compensation control

圖2 改進的Smith預(yù)估補償控制原理圖Fig.2 Schematic diagram of improved Smith predictive compensation control

柔性Smith預(yù)估控制便于現(xiàn)場組態(tài)、調(diào)試和應(yīng)用。組態(tài)時在原DEB控制方案基礎(chǔ)上，增加Smith預(yù)估補償通道，將K設(shè)為0，此時控制系統(tǒng)仍保持原PID控制方式不變，完全兼容原控制系統(tǒng)。逐步增加K并調(diào)整PID控制器參數(shù)，控制系統(tǒng)將過渡為Smith預(yù)估控制?？梢栽O(shè)計柔性變參數(shù)邏輯，保持柔性因子K和PID控制器參數(shù)同步變化。

1.2 對象機理模型

典型300 MW級亞臨界循環(huán)流化床汽包鍋爐簡化非線性動態(tài)模型結(jié)構(gòu)[22-25]為：

rm=uB(t-τ)，

(1)

(2)

(3)

(4)

pt=pd-(K2K1rB)1.5，

(5)

p1=0.01ptuT.

(6)

式(1)—(6)中：uB為循環(huán)流化床給煤量；uT為汽輪機進汽調(diào)節(jié)閥開度；pt為汽輪機前蒸汽壓力；NE為機組發(fā)電負(fù)荷；rm為描述循環(huán)流化床給煤、燃燒過程的純遲延特性的中間變量；rB為循環(huán)流化床爐膛內(nèi)實時燃燒的煤量；pd為汽包壓力；K1為燃料增益；K2為壓差擬合系數(shù)；K3為汽輪機增益；t為時間；Kf為描述循環(huán)流化床給煤、燃燒、換熱過程的慣性時間系數(shù)；Kt為汽輪機慣性時間系數(shù)；Cb為汽包蓄熱系數(shù);p1為汽輪機一級壓力。其中uB和uT為輸入變量，pt和NE為輸出變量，rm、rB、pd為中間變量。

圖3所示為DEB控制方案機側(cè)閉環(huán)情況下鍋爐側(cè)被控對象結(jié)構(gòu)示意圖。圖3中：GT(s)為汽輪機側(cè)控制器傳遞函數(shù)，采用PI控制;Td為描述循環(huán)流化床給煤和燃燒過程的純遲延時間;f(u)為差壓擬合系數(shù);Hp為熱量信號;NESP為機組發(fā)電負(fù)荷設(shè)定值。

圖3 DEB協(xié)調(diào)控制機側(cè)閉環(huán)方框圖Fig.3 Machine-side closed loop block diagram of DEB coordinated control

DEB協(xié)調(diào)控制方案中，控制輸入為燃料量uB，被控變量為熱量信號Hp，且

(7)

動態(tài)工況下，圖3中pt、pd的動態(tài)變化量非常接近，故有

(8)

機側(cè)控制器能夠保證NE快速跟隨NESP變化，由此可以認(rèn)為機側(cè)閉環(huán)傳遞函數(shù)近似等于1。文獻[24]設(shè)熱量對燃料量的傳遞函數(shù)為

(9)

式(9)傳遞函數(shù)中包含慣性、純遲延和非最小相位環(huán)節(jié)，工程中可以將非最小相位環(huán)節(jié)和純遲延環(huán)節(jié)合并近似為純遲延特性考慮。

1.3 對象實際模型

某電廠1號機組鍋爐為SG-1065/17.5-M804亞臨界壓力一次中間再熱循環(huán)流化床鍋爐，采用兩級配煤給煤系統(tǒng)，汽機為NZK300-16.7/537/537型單軸雙缸雙排汽直接空冷凝汽式汽輪機。依據(jù)設(shè)計和運行數(shù)據(jù)得到對象模型如式(10)—(15)所示：

rm=uB(t-80),

(10)

(11)

(12)

(13)

pt=pd-0.000 346 4(1.5rB)1.5,

(14)

p1=0.01ptuT.

(15)

式(9)代入數(shù)據(jù)后燃料量對熱量傳遞函數(shù)為

(16)

額定負(fù)荷工況下uB的變化范圍為160～200 t/h，由此計算得到非最小相位環(huán)節(jié)的負(fù)微分時間在19.7～23.3 s范圍內(nèi)，近似取25 s并將其納入純遲延時間，則式(16)變?yōu)?/p>

(17)

實際上，對象的純遲延時間隨燃料性質(zhì)的變化而明顯變化，當(dāng)燃料中摻燒淤泥、市政垃圾、生物質(zhì)等高水份燃料比例增加時，燃料在床內(nèi)燃燒及熱量向受熱面擴散的純遲延時間會顯著增加，約在100～200 s范圍內(nèi)變化。

2 控制系統(tǒng)仿真

2.1 柔性Smith預(yù)估控制

為了分析對象純遲延時間變化對控制系統(tǒng)的影響，在額定負(fù)荷(高負(fù)荷)工況、對象純遲延時間為105 s時，設(shè)計PID控制器并整定參數(shù)，與深調(diào)峰工況、對象純遲延時間為200 s時對比其控制效果，如圖4所示。由圖4可見采用固定參數(shù)的PID控制器，額定負(fù)荷工況下控制效果良好，但在深調(diào)峰工況下系統(tǒng)則出現(xiàn)明顯的振蕩。

圖4 高低負(fù)荷工況下固定PID參數(shù)控制效果對比Fig.4 Comparison of control effects of fixed PID parameters in high and low load conditions

在深調(diào)峰工況、對象純遲延時間增加為200 s時設(shè)計經(jīng)典Smith預(yù)估控制并整定參數(shù)。由于增加了預(yù)估補償回路，PID控制器整體增益較原PID控制增加3倍，與高負(fù)荷工況、對象純遲延時間為105 s時對比，其控制效果如圖5所示。由圖5可知：采用經(jīng)典Smith預(yù)估控制，深調(diào)峰工況下控制效果良好，但在額定負(fù)荷工況下系統(tǒng)則出現(xiàn)明顯的振蕩。

圖5 高低負(fù)荷工況下經(jīng)典Smith預(yù)估控制控制效果對比Fig.5 Comparison of control effects of classic Smith predictive control in high and low load conditions

由圖4和圖5可知，單一的PID控制和單一的經(jīng)典Smith預(yù)估控制，都不能很好適應(yīng)對象純遲延時間隨負(fù)荷大范圍變化的情況。因此設(shè)計柔性Smith預(yù)估控制，在補償回路中增加1個柔性因子K，使柔性因子K和PID控制整體增益隨負(fù)荷變化。圖6所示為不同負(fù)荷工況下柔性Smith預(yù)估控制效果，即深調(diào)峰負(fù)荷工況下控制系統(tǒng)為單一Smith預(yù)估控制；中間負(fù)荷工況下控制系統(tǒng)工作于經(jīng)典Smith預(yù)估控制和PID控制中間狀態(tài)；額定負(fù)荷工況下控制系統(tǒng)再轉(zhuǎn)為單一PID控制，以此獲得滿意的控制效果。

圖6 不同負(fù)荷工況下柔性Smith預(yù)估控制控制效果對比Fig.6 Comparison of control effects of flexible Smith predictive control in different load conditions

2.2 控制系統(tǒng)工程應(yīng)用仿真

在DEB協(xié)調(diào)控制的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)出機側(cè)閉環(huán)情況下燃料量對熱量信號的傳遞函數(shù)，根據(jù)此設(shè)計Smith預(yù)估控制，將鍋爐側(cè)控制系統(tǒng)改造為PID加Smith預(yù)估控制，并且可通過補償系數(shù)設(shè)置Smith預(yù)估控制的補償強度，從而將循環(huán)流化床給煤和燃燒過程中產(chǎn)生的純遲延被調(diào)量，超前反映到調(diào)節(jié)器，消除遲滯因子對系統(tǒng)的影響，起到提前調(diào)節(jié)的作用?；赟mith預(yù)估器的DEB協(xié)調(diào)控制機側(cè)閉環(huán)方框圖如圖7所示，其中GB(s)為燃料側(cè)控制器傳遞函數(shù)。

圖7 基于柔性Smith預(yù)估控制的DEB協(xié)調(diào)控制機側(cè)閉環(huán)方框圖Fig.7 Machine-side closed-loop block diagram of DEB coordinated control based on flexible Smith predictive control

在MATLAB環(huán)境下，依據(jù)實際機組模型，搭建控制系統(tǒng)進行仿真調(diào)試，對象遲延時間設(shè)置為150 s，機組負(fù)荷從220 MW降為200 MW時，PID控制、經(jīng)典Smith預(yù)估控制、柔性Smith預(yù)估控制效果比較如圖8所示。

圖8 控制曲線Fig.8 Control curves

由圖8可知：柔性Smith預(yù)估壓力控制品質(zhì)介于PID控制和經(jīng)典Smith預(yù)估控制之間，燃料量波動幅度最小，能夠在不顯著降低控制品質(zhì)的前提下適應(yīng)對象遲延時間變化。

3 現(xiàn)場調(diào)試

機組設(shè)計煤種為發(fā)熱量12.35 MJ/kg的鐵法煤礦煙煤，常用煤種發(fā)熱量約為10.5 MJ/kg。機組自2019年開始摻燒市政垃圾和中水處理淤泥，圖9所示為摻燒后深調(diào)峰工況下的控制效果。由圖9可知：平均煤質(zhì)變差導(dǎo)致爐內(nèi)燃燒熱量擴散、環(huán)節(jié)遲延時間增加，機前壓力存在明顯的振蕩現(xiàn)象。

圖9 優(yōu)化前控制曲線Fig.9 Control curves before optimization

將協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)鍋爐主控改造為帶有補償系數(shù)的Smith預(yù)估控制方案，并依據(jù)鍋爐負(fù)荷和機前壓力振蕩的情況，對柔性因子K及爐主控PID參數(shù)作變參數(shù)處理。圖10所示為優(yōu)化后的控制效果，由圖10可知：優(yōu)化后的控制即消除了振蕩，且變負(fù)荷過程中，機前壓力能很好地跟隨壓力指令變化。

圖10 優(yōu)化后控制曲線Fig.10 Control curves after optimization

整體而言，機組高負(fù)荷工況下的遲延時間相對較小，低負(fù)荷工況下由于摻燒比例增加，純遲延時間相應(yīng)增加。圖11所示為機組由高負(fù)荷向深調(diào)峰負(fù)荷降負(fù)荷過程的運行曲線。由圖11可知：高負(fù)荷工況下鍋爐側(cè)純遲延時間較小，K取值相對較?。坏拓?fù)荷工況下對象遲延時間增加，K取值相應(yīng)增加；在時間為1 h 20 min分時刻，機前壓力呈現(xiàn)振蕩趨勢，K值自動增加，系統(tǒng)消除振蕩；在時間為4 h 40 min分時刻，機前壓力又呈現(xiàn)振蕩趨勢，K值繼續(xù)自動增加，系統(tǒng)消除振蕩。

圖11 機組由高負(fù)荷向深調(diào)峰負(fù)荷降負(fù)荷過程的運行曲線Fig.11 Operation curve of the unit from high load to deep peak load reduction process

4 結(jié)論

a)針對經(jīng)典Smith預(yù)估控制和單一的PID控制都不能很好適應(yīng)對象純遲延時間隨負(fù)荷大范圍變化這一情況，提出帶補償系數(shù)的柔性Smith預(yù)估控制的方法，通過改變K值能夠協(xié)調(diào)魯棒性和控制品質(zhì)之間的矛盾，使系統(tǒng)整體控制效果更好。

b)仿真實驗和某300 MW循環(huán)流化床機組協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)優(yōu)化調(diào)試結(jié)果證明：在額定負(fù)荷、中間負(fù)荷、深調(diào)峰負(fù)荷工況下，柔性Smith預(yù)估控制能夠避免振蕩、減小動態(tài)誤差，具有良好的控制效果。