超超臨界機(jī)組輔機(jī)故障減負(fù)荷過(guò)程重要運(yùn)行參數(shù)控制優(yōu)化

高 奎，譚祥帥，郭三虎，陳景勇，劉文倉(cāng)，譚志遠(yuǎn)

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.京能十堰熱電有限公司，湖北 十堰 442000）

我國(guó)燃煤發(fā)電技術(shù)與美國(guó)、日本及歐洲等國(guó)家世界先進(jìn)水平有較大差距[1]，目前到2030年是我國(guó)超超臨界技術(shù)趕超國(guó)際先進(jìn)水平的重要發(fā)展時(shí)期[2]。超超臨界機(jī)組輔機(jī)故障減負(fù)荷（runback, RB）過(guò)程中重要運(yùn)行參數(shù)的控制品質(zhì)直接影響機(jī)組運(yùn)行安全性及穩(wěn)定性，控制功能問(wèn)題引起機(jī)組跳閘事件時(shí)有發(fā)生[3]，柔性快減負(fù)荷及針對(duì)循環(huán)流化床（CFB）鍋爐、W火焰爐、抽汽供熱機(jī)組的RB控制優(yōu)化依然是提高RB控制品質(zhì)的重點(diǎn)[4-7]。

本文結(jié)合超超臨界機(jī)組RB過(guò)程，對(duì)重要運(yùn)行參數(shù)影響因素進(jìn)行分析，總結(jié)存在的控制問(wèn)題并提出優(yōu)化方法，為其他超臨界機(jī)組RB過(guò)程順利進(jìn)行及機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行提供借鑒。

1 典型超超臨界機(jī)組RB控制策略

超超臨界機(jī)組RB功能可分為快速減出力控制、輔機(jī)及參數(shù)安全運(yùn)行控制2部分，在此過(guò)程中主要控制策略為：

1）協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)（CCS）控制切換為機(jī)跟爐（TF）滑壓控制[8]，鍋爐出力快速減小至RB目標(biāo)負(fù)荷需求。

2）跳閘部分制粉系統(tǒng)快速減小燃料量，通過(guò)閉環(huán)調(diào)節(jié)維持最終燃料量準(zhǔn)確，保留制粉系統(tǒng)的數(shù)量需綜合考慮磨煤機(jī)及一次風(fēng)系統(tǒng)安全運(yùn)行。

3）采用閉環(huán)調(diào)節(jié)控制給水流量下降，控制其下降速率以匹配鍋爐熱量下降過(guò)程，維持合理的水熱配比保證蒸汽溫度及鍋爐受熱面安全。給水泵RB時(shí)在保留給水泵安全運(yùn)行前提下，可采用超馳控制快速增加出力[9]以緩解受熱面超溫。

4）采用閉環(huán)調(diào)節(jié)控制總風(fēng)量下降，控制其下降速率維持合理的風(fēng)煤配比以保證燃燒安全，同時(shí)改善爐膛負(fù)壓變化。送風(fēng)機(jī)RB時(shí)在保證保留風(fēng)機(jī)安全運(yùn)行前提下通過(guò)超馳控制快速增加出力。

5）隨燃料量、給水流量、總風(fēng)量下降，鍋爐出力快速下降，TF方式下由汽輪機(jī)調(diào)整主蒸汽壓力下降速率以控制蒸汽流量下降過(guò)程[10]。蒸汽流量變化過(guò)程對(duì)主蒸汽溫度產(chǎn)生影響，主蒸汽壓力變化過(guò)程對(duì)給水流量產(chǎn)生影響，不同RB工況下滑壓速率有所區(qū)分。

6）采用輔機(jī)出力超馳控制、參數(shù)越限閉鎖，爐膛負(fù)壓前饋、減溫水閥超馳、一次風(fēng)壓前饋等控制策略保證輔機(jī)及參數(shù)在機(jī)組快速減負(fù)荷過(guò)程中處于安全運(yùn)行狀態(tài)。

2 重要參數(shù)控制風(fēng)險(xiǎn)點(diǎn)

超超臨界機(jī)組單側(cè)輔機(jī)跳閘后工質(zhì)平衡及能量平衡被快速打破，運(yùn)行工況劇烈變化，RB過(guò)程中重要運(yùn)行參數(shù)控制不當(dāng)極易危及機(jī)組安全運(yùn)行。

2.1 給水流量越限

RB時(shí)給水流量主要影響因素有：1）給水泵出力與主蒸汽壓力下降速率不匹配導(dǎo)致鍋爐上水差壓過(guò)低，2）汽泵小汽輪機(jī)（小機(jī)）汽源壓力或溫度下降過(guò)快導(dǎo)致汽泵出力不足，3）2臺(tái)汽泵出力下降不同步導(dǎo)致單側(cè)出力受阻，4）汽泵再循環(huán)閥快開(kāi)導(dǎo)致鍋爐給水流量突降。

2.2 爐膛負(fù)壓越限

RB時(shí)爐膛負(fù)壓主要影響因素為爐內(nèi)煙氣量劇烈變化過(guò)程中引風(fēng)機(jī)出力不能準(zhǔn)確快速與其匹配。煙氣量主要受燃料量、總風(fēng)量快速減少及燃燒工況突變影響，引風(fēng)機(jī)出力主要受動(dòng)葉調(diào)節(jié)特性及引風(fēng)機(jī)最大出力影響。不同輔機(jī)RB時(shí)爐膛負(fù)壓響應(yīng)特性不同，按風(fēng)險(xiǎn)等級(jí)由低至高依次為磨煤機(jī)RB、給水泵RB、送/引風(fēng)機(jī)RB（送引聯(lián)跳）、送風(fēng)機(jī)RB（送引不聯(lián)跳）、一次風(fēng)機(jī)RB。

2.3 一次風(fēng)壓過(guò)低

一次風(fēng)壓過(guò)低且恢復(fù)時(shí)間過(guò)長(zhǎng)是導(dǎo)致一次風(fēng)機(jī)RB失敗的首要原因。單側(cè)一次風(fēng)機(jī)跳閘時(shí)，入爐煤粉隨一次風(fēng)量突降快速減小，導(dǎo)致?tīng)t膛負(fù)壓大幅降低[11-12]，一次風(fēng)壓越低且恢復(fù)時(shí)間越長(zhǎng)爐膛負(fù)壓下降幅度越大，入爐煤粉大量減少極易引起鍋爐滅火。反之磨煤機(jī)跳閘及保留一次風(fēng)機(jī)出力增加后一次風(fēng)壓快速恢復(fù)導(dǎo)致短時(shí)內(nèi)大量煤粉入爐，燃燒工況迅速加強(qiáng)甚至爆燃，爐膛負(fù)壓大幅上升。

2.4 水煤配比關(guān)系失調(diào)

RB過(guò)程中水煤配比失調(diào)直接影響直流鍋爐受熱面及主蒸汽溫度安全，過(guò)熱蒸汽溫度除受水煤比影響外[12]，蒸汽流量下降速率、減溫水裕量、保留磨煤機(jī)組合方式、燃燒器擺角等對(duì)其也有影響。

RB動(dòng)作后燃料量快速下調(diào)至目標(biāo)值并穩(wěn)定，給水流量下降過(guò)程直接影響水煤比，下降過(guò)快水冷壁易超溫，下降過(guò)慢蒸汽溫度降幅大。水煤比關(guān)系中的“煤”是爐內(nèi)熱量的總稱(chēng)，不僅是給煤量減小帶來(lái)的熱量變化，也受鍋爐蓄熱量、油槍投入、煤質(zhì)變化等因素影響[13-14]。

3 控制問(wèn)題及優(yōu)化

3.1 給水流量控制

保證給水流量受控及下降至目標(biāo)值是RB成功的基礎(chǔ)，以采用汽泵的超超臨界660 MW機(jī)組為例，RB過(guò)程發(fā)生的控制問(wèn)題及優(yōu)化方法如下。

3.1.1 轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)回路前饋?zhàn)饔眠^(guò)強(qiáng)

給水流量設(shè)計(jì)采用前饋+PI調(diào)節(jié)控制，控制策略如圖1中Ⅰ部分所示，汽泵轉(zhuǎn)速同時(shí)受PI調(diào)節(jié)和前饋影響，?4(x)為給水流量設(shè)定值對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速前饋函數(shù)。參數(shù)整定時(shí)為提高給水流量響應(yīng)速度并減小動(dòng)態(tài)偏差，將前饋?zhàn)饔谜ê軓?qiáng)而PI調(diào)節(jié)作用較弱，前饋為主導(dǎo)調(diào)節(jié)作用。

圖1 給水流量控制策略Fig.1 Feed water flow control strategy

假設(shè)汽泵轉(zhuǎn)速僅隨前饋?zhàn)兓煌瑥?qiáng)度轉(zhuǎn)速前饋對(duì)汽泵運(yùn)行特性影響如圖2所示。RB時(shí)必須保證汽泵揚(yáng)程高于鍋爐上水所需臨界揚(yáng)程，臨界揚(yáng)程隨主蒸汽壓力下降同步改變，工況1、工況2為轉(zhuǎn)速前饋合理時(shí)汽泵揚(yáng)程變化過(guò)程，工況1、工況3為前饋過(guò)強(qiáng)時(shí)汽泵揚(yáng)程變化過(guò)程。由圖2可見(jiàn)：主蒸汽壓力下降過(guò)慢且前饋過(guò)強(qiáng)時(shí)汽泵揚(yáng)程逐漸接近甚至低于臨界揚(yáng)程，鍋爐上水能力逐漸下降甚至無(wú)法保證上水要求。

圖2 汽泵轉(zhuǎn)速前饋強(qiáng)度對(duì)汽泵特性影響Fig.2 Influence of speed feed forward strength on steam pump characteristics

圖3 為某660 MW機(jī)組因轉(zhuǎn)速前饋偏強(qiáng)引起給水流量過(guò)調(diào)控制曲線(xiàn)，由圖3可見(jiàn)，RB過(guò)程中給水流量最大控制偏差–171 t/h。

圖3 轉(zhuǎn)速前饋偏強(qiáng)時(shí)給水流量過(guò)調(diào)控制曲線(xiàn)Fig.3 The feed water flow control curves when feed forward speed is strong

圖4 為某660 MW機(jī)組因轉(zhuǎn)速前饋太強(qiáng)引起汽泵出力驟降導(dǎo)致MFT時(shí)控制曲線(xiàn)。由圖4可見(jiàn)，給水流量從1 850 t/h持續(xù)降低至240 t/h。

圖4 轉(zhuǎn)速前饋過(guò)強(qiáng)時(shí)給水流量控制曲線(xiàn)Fig.4 The feed water flow control curves when speed feed forward is too strong

從以上分析及實(shí)際動(dòng)作結(jié)果可知：轉(zhuǎn)速前饋?zhàn)饔迷綇?qiáng)給水流量下降速率越快并更易失控，RB時(shí)汽泵轉(zhuǎn)速應(yīng)以PI調(diào)節(jié)為主要作用，轉(zhuǎn)速前饋?zhàn)鳛檩o助調(diào)節(jié)手段，區(qū)分正常運(yùn)行與 RB過(guò)程汽泵轉(zhuǎn)速控制回路并弱化RB時(shí)前饋強(qiáng)度對(duì)于RB過(guò)程中給水流量控制品質(zhì)具有明顯改善作用。

改進(jìn)后控制策略如圖1中Ⅱ部分所示，其中?7(x)為RB工況限幅函數(shù)，?8(x)為RB過(guò)程中給水流量設(shè)定值對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)速前饋函數(shù)。優(yōu)化后給水流量控制曲線(xiàn)如圖5所示，由圖5可見(jiàn)，優(yōu)化后給水流量不再下降過(guò)快或過(guò)調(diào)，能夠跟隨設(shè)定值同步下降并穩(wěn)定在目標(biāo)值。

圖5 優(yōu)化后給水流量控制曲線(xiàn)Fig.5 The feed water flow control curves after optimization

3.1.2 PI調(diào)節(jié)器積分作用弱化或失效

RB時(shí)主要使用PI調(diào)節(jié)器控制給水流量降低，積分分離條件動(dòng)作時(shí)PI調(diào)節(jié)器等效為純比例調(diào)節(jié)，采用轉(zhuǎn)速前饋+PI控制時(shí)如果積分分離動(dòng)作，轉(zhuǎn)速將僅隨比例和前饋?zhàn)饔孟陆怠?duì)PI調(diào)節(jié)器輸入偏差限幅是防止積分過(guò)調(diào)的一種控制方法，當(dāng)輸入偏差超過(guò)限值后積分將以固定強(qiáng)度進(jìn)行調(diào)節(jié)。積分分離動(dòng)作導(dǎo)致積分作用失效，輸入偏差限幅過(guò)小導(dǎo)致積分作用弱化，以上情況均無(wú)法有效發(fā)揮積分作用消除余差的控制特點(diǎn)。

圖6 為RB過(guò)程中給水調(diào)節(jié)器積分分離動(dòng)作時(shí)控制曲線(xiàn)。由圖6可見(jiàn)，積分分離動(dòng)作后小機(jī)轉(zhuǎn)速下降緩慢，給水流量控制偏差逐漸增大甚至出現(xiàn)因上水差壓增大引起的反向上升現(xiàn)象，RB過(guò)程中最大控制偏差達(dá)到400 t/h，嚴(yán)重威脅機(jī)組安全運(yùn)行。圖7為修改PI調(diào)節(jié)器積分分離動(dòng)作值后RB過(guò)程中給水流量控制曲線(xiàn)。由圖7可見(jiàn)，RB過(guò)程中最大控制偏差為–30 t/h左右。

圖6 積分分離時(shí)給水流量控制曲線(xiàn)Fig.6 The feed water flow control curves with integral separation

圖7 積分正常時(shí)給水流量控制曲線(xiàn)Fig.7 The feed water flow control curves with normal integral

RB過(guò)程中給水流量控制偏差較正常運(yùn)行時(shí)更大，積分作用使用合理能夠有效減小控制偏差并避免其擴(kuò)大。優(yōu)化辦法為選擇合理的積分分離值并區(qū)分RB工況和正常工況輸入偏差限制幅度。

3.1.3 PI調(diào)節(jié)器變參數(shù)策略不合理

如圖1所示，為適應(yīng)不同負(fù)荷段給水系統(tǒng)運(yùn)行特性，原設(shè)計(jì)控制方案為PI調(diào)節(jié)器根據(jù)負(fù)荷指令變參數(shù)，高負(fù)荷時(shí)調(diào)節(jié)作用加強(qiáng)。圖8為某660 MW機(jī)組采用此方案RB時(shí)給水流量控制曲線(xiàn)。由圖8可見(jiàn)，RB過(guò)程中給水流量較實(shí)際負(fù)荷下降速率更快，給水流量下降至目標(biāo)值時(shí)實(shí)際負(fù)荷仍處于較高階段，負(fù)荷對(duì)應(yīng)的調(diào)節(jié)參數(shù)與系統(tǒng)運(yùn)行特性不匹配引起給水流量振蕩，最大波動(dòng)幅度156 t/h。

圖8 變參數(shù)策略?xún)?yōu)化前給水流量控制曲線(xiàn)Fig.8 The feed water flow control curves before optimization of variable parameter strategy

為適應(yīng)該機(jī)組RB過(guò)程負(fù)荷及給水流量變化特性，將RB時(shí)PI調(diào)節(jié)器修改為根據(jù)給水流量設(shè)定值進(jìn)行變參數(shù)，修改后控制曲線(xiàn)如圖9所示。由圖9可見(jiàn)，給水流量下降至較低階段時(shí)不再出現(xiàn)振蕩波動(dòng)現(xiàn)象。對(duì)于超超臨界機(jī)組，不同機(jī)組RB過(guò)程負(fù)荷下降速率受鍋爐蓄熱、滑壓速率等多種因素影響，RB過(guò)程中根據(jù)給水流量設(shè)定值進(jìn)行PI調(diào)節(jié)器變參數(shù)控制更符合給水系統(tǒng)實(shí)際工況，能夠避免因調(diào)節(jié)參數(shù)與實(shí)際特性不匹配引起的振蕩。

圖9 變參數(shù)策略?xún)?yōu)化后給水流量控制曲線(xiàn)Fig.9 The feed water flow control curves after optimization of variable parameter strategy

3.1.4 滑壓速率過(guò)慢

RB過(guò)程中由汽輪機(jī)調(diào)節(jié)閥控制主蒸汽壓力，滑壓速率影響主蒸汽流量下降過(guò)程，速率過(guò)快時(shí)蒸汽流量下降緩慢易引起主蒸汽溫度過(guò)低，通過(guò)滑壓速率抑制主蒸汽溫度下降速率是RB控制常用的一種方法[15]。然而，滑壓速率過(guò)慢容易造成汽輪機(jī)調(diào)節(jié)閥開(kāi)度關(guān)閉過(guò)小，導(dǎo)致汽輪機(jī)抽汽量過(guò)低引發(fā)汽泵出力不足、除氧器失壓、鍋爐上水差壓過(guò)低等問(wèn)題。為保證汽輪機(jī)調(diào)節(jié)閥開(kāi)度滿(mǎn)足抽汽系統(tǒng)安全運(yùn)行，將RB時(shí)原設(shè)計(jì)的固定滑壓速率修改為根據(jù)汽輪機(jī)調(diào)節(jié)閥開(kāi)度及主蒸汽壓力偏差調(diào)整的動(dòng)態(tài)滑壓速率，優(yōu)化后滑壓速率控制回路如圖10所示。圖10中?2(x)為主蒸汽壓力偏差對(duì)應(yīng)的滑壓速率，?3(x)為汽輪機(jī)調(diào)節(jié)閥開(kāi)度對(duì)應(yīng)的修正系數(shù)，采用此方案后當(dāng)實(shí)際壓力低于設(shè)定值或調(diào)節(jié)閥開(kāi)度過(guò)小時(shí)自動(dòng)加快壓力設(shè)定值下降速率，減小控制偏差，能夠有效防止汽輪機(jī)調(diào)節(jié)閥進(jìn)一步關(guān)小。

圖10 優(yōu)化后滑壓速率控制回路Fig.10 The optimized sliding pressure rate control circuit

3.2 爐膛負(fù)壓控制

維持爐膛負(fù)壓處于安全范圍是一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程首要控制任務(wù)，設(shè)備性能或邏輯缺陷易導(dǎo)致負(fù)壓越限。以另一超超臨界660 MW機(jī)組為例，圖11為一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程中爐膛負(fù)壓波動(dòng)曲線(xiàn)。由圖11可見(jiàn)，爐膛負(fù)壓在14 s內(nèi)從–170 Pa下降至–1 960 Pa，隨后在15 s內(nèi)上升至+2 118 Pa并觸發(fā)爐膛負(fù)壓過(guò)高M(jìn)FT（保護(hù)值為±2 000 Pa），存在問(wèn)題及優(yōu)化方法如下。

圖11 一次風(fēng)機(jī)RB時(shí)爐膛負(fù)壓波動(dòng)曲線(xiàn)Fig.11 Furnace pressure fluctuation curve of PAF RB

3.2.1 一次風(fēng)壓變化幅度過(guò)大

一次風(fēng)壓受送風(fēng)機(jī)出力、系統(tǒng)阻力、漏風(fēng)量等因素影響，其中系統(tǒng)阻力與設(shè)計(jì)參數(shù)、設(shè)備磨損情況等有關(guān)。單側(cè)一次風(fēng)機(jī)RB后總體出力快速減小至原出力的50%左右，保留送風(fēng)機(jī)超馳增加出力至允許的最大能力，在此過(guò)程中漏風(fēng)量及漏風(fēng)時(shí)間是影響一次風(fēng)壓的主要因素。

磨煤機(jī)跳閘間隔時(shí)間過(guò)長(zhǎng)導(dǎo)致漏風(fēng)時(shí)間過(guò)長(zhǎng)，這是一次風(fēng)壓大幅度降低的主要原因。試驗(yàn)前B、C、D、E、F磨煤機(jī)運(yùn)行，A磨煤機(jī)停運(yùn)。原控制邏輯設(shè)計(jì)RB后依次跳閘F、E、D磨煤機(jī)，跳磨煤機(jī)間隔時(shí)間為5 s，保留3臺(tái)磨煤機(jī)運(yùn)行。RB后實(shí)際延時(shí)3 s后F磨煤機(jī)跳閘，間隔11 s后E磨煤機(jī)跳閘，原因及優(yōu)化辦法如下：

1）原設(shè)計(jì)RB觸發(fā)邏輯（AP124）、RB跳磨煤機(jī)邏輯（AP104）、磨煤機(jī)跳閘邏輯（AP108、AP110、AP112）分布于不同的控制器，RB信號(hào)經(jīng)多次網(wǎng)絡(luò)傳輸后出現(xiàn)延遲，因此將RB觸發(fā)邏輯及RB跳磨煤機(jī)邏輯整合至同一控制器（AP124），RB信號(hào)經(jīng)一次網(wǎng)絡(luò)傳輸即可實(shí)現(xiàn)磨煤機(jī)跳閘。

2）原設(shè)計(jì)RB跳磨煤機(jī)邏輯采用煤層未運(yùn)行信號(hào)觸發(fā)下一臺(tái)磨煤機(jī)跳閘，該信號(hào)采用給煤機(jī)停運(yùn)作為判斷條件，同時(shí)磨煤機(jī)跳閘延時(shí)3 s后給煤機(jī)跳閘，控制邏輯如圖12所示。經(jīng)圖12邏輯處理跳磨煤機(jī)間隔時(shí)間延長(zhǎng)了3 s，因此將邏輯中煤層未運(yùn)行信號(hào)改為磨煤機(jī)分閘信號(hào)。

圖12 單側(cè)一次風(fēng)機(jī)RB后磨煤機(jī)跳閘邏輯Fig.12 The RB trip pulverizer logic

停運(yùn)的A磨煤機(jī)入口熱風(fēng)門(mén)關(guān)閉不嚴(yán)，持續(xù)通入冷風(fēng)冷卻，增大了一次風(fēng)漏風(fēng)量。磨煤機(jī)出口門(mén)全開(kāi)至全關(guān)動(dòng)作時(shí)間為8 s，加長(zhǎng)了一次風(fēng)漏風(fēng)時(shí)間。因條件限制以上設(shè)備缺陷暫無(wú)法處理，改進(jìn)運(yùn)行措施為RB試驗(yàn)前暫停A磨煤機(jī)的冷卻，一次風(fēng)壓穩(wěn)定后再開(kāi)啟冷風(fēng)進(jìn)行冷卻。

優(yōu)化前、后一次風(fēng)機(jī)RB時(shí)一次風(fēng)壓記錄曲線(xiàn)如圖13所示。由圖13可見(jiàn)：優(yōu)化前，熱一次風(fēng)母管壓力在12 s內(nèi)由9.49 kPa下降至2.75 kPa，隨后在15 s內(nèi)恢復(fù)至6.37 kPa，最大下降幅度6.74 kPa。優(yōu)化后，RB發(fā)生延時(shí)1 s后F磨煤機(jī)跳閘，間隔約5 s后E磨煤機(jī)跳閘，跳磨煤機(jī)時(shí)間顯著縮短；一次風(fēng)母管壓力在11 s內(nèi)由8.41 kPa降至4 kPa，隨后在15 s內(nèi)恢復(fù)至8.32 kPa，最大下降幅度4.41 kPa。

圖13 優(yōu)化前、后一次風(fēng)壓控制曲線(xiàn)Fig.13 The primary air pressure control curves before and after the optimization

優(yōu)化前后對(duì)比可見(jiàn)，一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程中，避免跳磨煤機(jī)間隔時(shí)間過(guò)長(zhǎng)并采取減少漏風(fēng)量的措施能夠有效減小一次風(fēng)壓下降幅度及速率。

3.2.2 控制回路滯后時(shí)間過(guò)長(zhǎng)

爐膛負(fù)壓為閉環(huán)控制回路，反饋回路及執(zhí)行機(jī)構(gòu)滯后均會(huì)增加控制回路滯后時(shí)間，導(dǎo)致干擾出現(xiàn)后不能及時(shí)調(diào)節(jié)，從而影響控制品質(zhì)。

圖14 為優(yōu)化前RB過(guò)程爐膛負(fù)壓及動(dòng)葉動(dòng)作曲線(xiàn)。由圖14可見(jiàn)，負(fù)壓下降過(guò)程中RB前饋和負(fù)壓前饋先后動(dòng)作將動(dòng)葉指令2次快速關(guān)小，但受動(dòng)葉實(shí)際動(dòng)作速率限制指令和反饋偏差反而增大（最大偏差6.2%），前饋回路不能快速抑制負(fù)壓下降。爐膛負(fù)壓由最低點(diǎn)反向上升時(shí)濾波后負(fù)壓滯后3 s上升，導(dǎo)致負(fù)壓PID輸出指令滯后3.5 s才反向調(diào)節(jié)，動(dòng)葉指令反向開(kāi)啟時(shí)實(shí)際動(dòng)葉滯后7 s才開(kāi)啟，開(kāi)啟過(guò)程中動(dòng)葉指令與反饋偏差最大達(dá)到32.4%，引風(fēng)機(jī)出力增加不足且滯后時(shí)間過(guò)長(zhǎng)導(dǎo)致?tīng)t膛負(fù)壓反向過(guò)調(diào)。

圖14 優(yōu)化前爐膛負(fù)壓及動(dòng)葉動(dòng)作曲線(xiàn)Fig.14 The furnace negative pressure and rotor blade action curves before the optimization

動(dòng)葉機(jī)構(gòu)響應(yīng)滯后及爐膛負(fù)壓濾波器慣性時(shí)間過(guò)長(zhǎng)是控制回路滯后時(shí)間過(guò)長(zhǎng)的主要原因。對(duì)此，在RB動(dòng)作前60 s將負(fù)壓濾波時(shí)間由5 s減小至2 s，60 s后恢復(fù)至5 s。因動(dòng)葉機(jī)構(gòu)無(wú)法進(jìn)一步調(diào)整，因此增加動(dòng)葉前饋快速恢復(fù)功能：前饋動(dòng)作時(shí)間由60 s縮短為6 s，動(dòng)作結(jié)束后根據(jù)動(dòng)葉指令和經(jīng)實(shí)際可下降速率限制后指令偏差按速率恢復(fù)前饋?zhàn)饔?，偏差大快速恢?fù)，偏差小則慢速恢復(fù)，減小負(fù)壓下降過(guò)程中動(dòng)葉指令與實(shí)際開(kāi)度的偏差以縮短負(fù)壓反方向升高時(shí)動(dòng)葉開(kāi)啟滯后時(shí)間。優(yōu)化后控制邏輯如圖15所示，圖15中?2(x)為前饋恢復(fù)速率，3.57%/s為實(shí)測(cè)動(dòng)葉最大可動(dòng)作速率。

圖15 爐膛負(fù)壓濾波及動(dòng)葉前饋優(yōu)化回路Fig.15 The furnace pressure filter and rotor blade feedforward optimization circuit

圖16 為優(yōu)化后一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程爐膛負(fù)壓控制曲線(xiàn)。由圖16可見(jiàn)，RB發(fā)生后，一次風(fēng)壓最大下降幅度由6.74 kPa減小為4.41 kPa，爐膛負(fù)壓在17 s內(nèi)由–60 Pa下降至–1 189 Pa，下降速率及幅度顯著減小。爐膛負(fù)壓反向升高過(guò)程中PID輸出滯后時(shí)間由3.5 s減小至1.5 s。動(dòng)葉關(guān)閉過(guò)程中指令與反饋?zhàn)畲笃钣?.2%減小至5.0%，開(kāi)啟過(guò)程中最大偏差由32.4%減小至15.1%。爐膛負(fù)壓反向升高至動(dòng)葉實(shí)際開(kāi)啟時(shí)間由10.5 s減小至7.5 s，其中執(zhí)行機(jī)構(gòu)反向動(dòng)作時(shí)滯后6~7 s是主要影響因素。負(fù)壓反向超調(diào)值由+2 118 Pa降低至+1 563 Pa，未發(fā)生MFT。受動(dòng)葉執(zhí)行機(jī)構(gòu)反向調(diào)節(jié)滯后特性及一次風(fēng)壓波動(dòng)影響，爐膛負(fù)壓在發(fā)生2次波動(dòng)后趨于穩(wěn)定，執(zhí)行機(jī)構(gòu)特性及一次風(fēng)壓調(diào)節(jié)參數(shù)仍需進(jìn)一步提高。

圖16 優(yōu)化后爐膛負(fù)壓控制曲線(xiàn)Fig.16 The optimized furnace negative pressure control curves

一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程中減小一次風(fēng)壓變化幅度、消除影響控制回路滯后時(shí)間的因素，對(duì)于提高爐膛負(fù)壓控制品質(zhì)有顯著的改善和提高作用。

3.3 水煤比控制

RB發(fā)生后燃料量快速減小至目標(biāo)值并穩(wěn)定，水煤比主要受給水流量影響，給水流量下降速率應(yīng)與鍋爐熱量下降特性匹配。不同輔機(jī)RB過(guò)程鍋爐熱量下降特性不同，不同爐型蓄熱總量及釋放特性不同，采用變速率控制及變慣性時(shí)間控制區(qū)分不同RB工況給水流量下降過(guò)程[15]。此外RB時(shí)水煤比控制應(yīng)注意以下問(wèn)題：

1）常規(guī)設(shè)計(jì)水煤比調(diào)節(jié)回路僅區(qū)分穩(wěn)態(tài)及變負(fù)荷2種工況，RB初期燃燒工況、給水流量突變引起水煤比劇烈擾動(dòng)，穩(wěn)態(tài)及變負(fù)荷工況使用的調(diào)節(jié)參數(shù)無(wú)法適應(yīng)這種大幅擾動(dòng)，容易引起中間點(diǎn)溫度二次超調(diào)。應(yīng)區(qū)分RB與以上2種工況水煤比調(diào)節(jié)強(qiáng)度，不同輔機(jī)RB工況采用不同調(diào)節(jié)強(qiáng)度，根據(jù)RB進(jìn)行時(shí)間區(qū)分調(diào)節(jié)強(qiáng)度改變時(shí)機(jī)，優(yōu)化后控制策略如圖17所示。圖17中計(jì)時(shí)器1、2、3、4對(duì)RB動(dòng)作持續(xù)時(shí)間進(jìn)行計(jì)時(shí)，?1(x)、?3(x)、?5(x)、?7(x)為不同RB工況調(diào)節(jié)器積分時(shí)間，?2(x)、?4(x)、?6(x)、?8(x)為不同RB工況調(diào)節(jié)器比例增益系數(shù)。

圖17 優(yōu)化后水煤比控制策略Fig.17 The optimized water coal ratio control strategy

2）減小RB過(guò)程給水流量與設(shè)定值偏差，確保給水流量受控是有效實(shí)現(xiàn)分工況進(jìn)行變速率、變慣性時(shí)間等控制策略的基礎(chǔ)。

3）RB過(guò)程中燃料量、給水流量基礎(chǔ)設(shè)定值隨鍋爐主控下降至目標(biāo)值，不同負(fù)荷基礎(chǔ)設(shè)定值的準(zhǔn)確性直接影響水煤比關(guān)系，RB后期機(jī)組重要參數(shù)的收斂及穩(wěn)定性也與此相關(guān)。

3.4 一次風(fēng)壓控制

RB時(shí)一次風(fēng)壓變化幅度對(duì)燃燒工況影響明顯，單臺(tái)風(fēng)機(jī)與2臺(tái)風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)控制回路特性有較大差別，單臺(tái)一次風(fēng)機(jī)運(yùn)行時(shí)調(diào)節(jié)參數(shù)整定不當(dāng)容易引起一次風(fēng)壓波動(dòng)。圖18為某超超臨界660 MW機(jī)組優(yōu)化前、后一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程風(fēng)壓控制曲線(xiàn)。由圖18可見(jiàn)，優(yōu)化前調(diào)節(jié)器積分強(qiáng)度不足引起一次風(fēng)壓反復(fù)在低位振蕩，優(yōu)化后一次風(fēng)壓能夠快速恢復(fù)并收斂穩(wěn)定。區(qū)分并優(yōu)化不同工況下調(diào)節(jié)參數(shù)有助于一次風(fēng)機(jī)RB時(shí)一次風(fēng)壓快速恢復(fù)并穩(wěn)定。

圖18 優(yōu)化前、后一次風(fēng)壓控制曲線(xiàn)Fig.18 The primary air pressure control curves before and after the optimization

4 控制優(yōu)化效果

圖19 及圖20為某超超臨界660 MW機(jī)組一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程中重要運(yùn)行參數(shù)控制曲線(xiàn)。由圖19及圖20可見(jiàn)，RB過(guò)程中，一次風(fēng)壓由8.69 kPa降至3.48 kPa后快速恢復(fù)并穩(wěn)定至7.82 kPa；爐膛負(fù)壓由–110 Pa降至–1 625 Pa后二次超調(diào)至+775 Pa，最后穩(wěn)定于–110 Pa左右；給水流量由1 825 t/h按照預(yù)定速率下降至983 t/h左右，隨后跟隨水煤比調(diào)節(jié)上升至1 186 t/h并逐漸穩(wěn)定；機(jī)組負(fù)荷由610 MW平穩(wěn)下降至377 MW；主蒸汽壓力由26.9 MPa平穩(wěn)降至17.2 MPa；中間點(diǎn)溫度最大下降19 ℃，最大上升12 ℃，主蒸汽溫度最大下降18 ℃，再熱蒸汽溫度最大下降31 ℃。RB過(guò)程中自動(dòng)控制系統(tǒng)全程投入，機(jī)組重要參數(shù)及輔機(jī)運(yùn)行狀態(tài)安全可控，控制品質(zhì)良好。

圖19 一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程控制曲線(xiàn)1Fig.19 The RB process control curve 1 of primary air fan

圖20 一次風(fēng)機(jī)RB過(guò)程控制曲線(xiàn)2Fig.20 The RB process control curve 2 of primary air fan

5 結(jié) 語(yǔ)

充分掌握并消除RB過(guò)程中影響機(jī)組重要運(yùn)行參數(shù)的因素并予以消除，才能有效提高RB過(guò)程控制品質(zhì)，確保機(jī)組安全穩(wěn)定運(yùn)行。通過(guò)分析超超臨界機(jī)組RB過(guò)程中給水流量、爐膛負(fù)壓、一次風(fēng)壓、水煤比的影響因素，對(duì)其控制功能存在的問(wèn)題進(jìn)行優(yōu)化。實(shí)際應(yīng)用結(jié)果表明，優(yōu)化后RB過(guò)程中給水流量、爐膛負(fù)壓、一次風(fēng)壓、水煤比等控制參數(shù)變化更加平穩(wěn)，對(duì)超超臨界機(jī)組RB過(guò)程控制具有一定的參考意義。