供熱系統(tǒng)的整體動態(tài)仿真優(yōu)化及應用

鄧躍軍

(哈爾濱物業(yè)供熱集團有限責任公司, 哈爾濱 150010)

0 引 言

區(qū)域供熱在我國北方地區(qū)屬剛性需求,在滿足冬季供熱需求時,無疑消耗了大量能源,也不可避免地帶來了巨大環(huán)境污染。在整個北方地區(qū),采暖季二氧化碳年排放量大數(shù)約在10億t,占到全國碳排放總量的10%左右[1]。要降低供熱系統(tǒng)運行碳排放,應從供熱系統(tǒng)角度出發(fā),制定切實可行的整體解決方案。除專項規(guī)劃、系統(tǒng)設(shè)計、工程建設(shè)、系統(tǒng)維護等外,針對系統(tǒng)運行過程中的節(jié)能減排業(yè)已成為供熱領(lǐng)域關(guān)注的重點課題之一。

鑒于問題的復雜性,眾多專家和學者從各自角度對運行方面進行了深入研究和探索,得出諸多有益的結(jié)論[2-6]。劉思源等[7]探討了各種干擾對換熱站的影響,分析了換熱站的熱力特性。張永軍等[8]仿真研究了換熱站的精細化控制策略,應用室內(nèi)溫度等多參數(shù)補償可獲取最佳控制精度和經(jīng)濟效益。朱冬雪等[9]針對室內(nèi)溫度分布不均等問題,運用不同控制策略調(diào)節(jié)散熱器入口、調(diào)節(jié)閥開度,采用BP神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)PID控制的方法得出對熱用戶室溫調(diào)節(jié)效果更佳,對系統(tǒng)設(shè)計和應用具有重要意義。

通過檢索發(fā)現(xiàn),涉及到整體供熱系統(tǒng)動態(tài)建模、運行控制、系統(tǒng)仿真及應用實踐的文獻較少。筆者基于能量和質(zhì)量守恒定律創(chuàng)建供熱系統(tǒng)完整動態(tài)數(shù)學模型,以此為基礎(chǔ)進行動態(tài)仿真、控制策略模擬優(yōu)化、能耗分析和平衡評估,并在此理論的指導下,應用到實際供熱系統(tǒng)運行和控制中,得到節(jié)能減排效果。

1 模型的建立

1.1 物理模型的建立

文中研究對象為某區(qū)域供熱系統(tǒng),包括一座燃煤鍋爐房和三座換熱站,一次和二次網(wǎng)均為直埋敷設(shè),熱用戶散熱裝置均為對流散熱器。區(qū)域供熱系統(tǒng)物理模型,如圖1所示。供熱系統(tǒng)總供熱面積為233 144 m2,設(shè)計熱負荷為11.27 MW。熱源燃煤鍋爐額定熱功率為14 MW,額定熱效率為73 %。供熱系統(tǒng)設(shè)計參數(shù),如表1所示。圖1中:uf為熱源燃料控制變量;u1為熱源一次網(wǎng)循環(huán)流量控制變量;θo為室外溫度,℃;θsb、θrb為熱源的供回水溫度,℃;θs21、θs22、θs23為第1至3座換熱站二次網(wǎng)供水溫度,℃;θr21、θr22、θr23為第1至3座換熱站二次網(wǎng)回水溫度,℃;θr11、θr12、θr13為第1至3座換熱站一次網(wǎng)回水溫度,℃;θz1、θz2、θz3為第1至3座換熱站室內(nèi)溫度,℃;u11、u12、u13為第1至3座換熱站一次側(cè)流量控制變量;u21、u22、u23為第1至3座換熱站二次網(wǎng)循環(huán)流量控制變量。

表1 供熱系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)

圖1 區(qū)域供熱系統(tǒng)物理模型Fig.1 Physical model of a district heating system

表1中:θzd、θod為室內(nèi)外設(shè)計溫度,℃;θs1d、θr1d為熱源供回水設(shè)計溫度,℃;θs2d、θr2d為換熱站二次網(wǎng)供回水設(shè)計溫度,℃;q1d、q2d、q3d為第1至3座換熱站設(shè)計熱負荷指標,W/m2;F1、F2、F3為第1至3座換熱站供熱面積,m2;c1、c2、c3為第1至3座換熱站散熱器傳熱系數(shù)試驗中的系數(shù)。

1.2 動態(tài)數(shù)學模型的建立

建立在能量守恒和質(zhì)量守恒定律的基礎(chǔ)之上,此供熱系統(tǒng)整體動態(tài)數(shù)學模型的建立簡化了復雜的推導和計算,并做了如下的簡化[2-3]:

(1)忽略管網(wǎng)保溫散熱和補水損失;

(2)部分參數(shù)采用集總參數(shù)計算;

(3)由于管網(wǎng)相對較短,忽略其傳輸延遲影響;

(4)僅考慮南向外窗的太陽輻射;

(5)三座換熱站中熱用戶室內(nèi)得熱量數(shù)據(jù)均相同。

經(jīng)過了以上條件的簡化,系統(tǒng)動態(tài)數(shù)學模型的建立還需要考慮,如控制體動態(tài)變量、熱源鍋爐動態(tài)模型、換熱站中換熱器動態(tài)模型以及建筑物室內(nèi)空氣動態(tài)模型等約束方程才能完整地建立,具體的考慮如下。

考慮供熱系統(tǒng)特性、傳熱過程和建筑物熱惰性等因素,確定動態(tài)模型控制體分別為熱源鍋爐、換熱器一次側(cè)和二次側(cè)、熱用戶散熱裝置、建筑物室內(nèi)空氣,動態(tài)變量,熱源供水溫度,θsb,換熱站一次網(wǎng)回水溫度,θr1i,換熱站二次網(wǎng)回水溫度,θr2i,換熱站二次網(wǎng)供水溫度,θs2i,換熱站室內(nèi)溫度,θzi。其中,i為各換熱站,i=1～3。

熱源鍋爐動態(tài)模型為

(1)

式中:Cy——熱源鍋爐熱容,W/℃;

t——時間,s;

Gfd——熱源燃料額定流量,kg/s;

αHV——燃料熱值,J/kg;

ηb——熱源鍋爐熱效率;

cw——水的比熱,J/(kg·℃);

G11d、G12d、G13d——換熱站一次網(wǎng)設(shè)計循環(huán)流量,kg/s。

換熱站中換熱器及散熱器動態(tài)模型為

fxiUxiθi,

(2)

cwu2iG2id(θs2i-θr2i),

(3)

fhiUhi[0.5(θs2i+θr2i)-θzi](1+ci),

(4)

式中:Cx1i、Cx2i——換熱器一次/二次側(cè)熱容,W/℃;

u1i、u2i——換熱器一次/二次側(cè)循環(huán)流量控制變量;

fxi——換熱器傳熱面積富裕系數(shù);

Uxi——換熱器綜合傳熱系數(shù),W/℃;

θi——換熱器對數(shù)平均溫度,℃;

G1id、G2id——換熱器一次/二次側(cè)設(shè)計循環(huán)流量,kg/s;

Chi——熱用戶散熱裝置熱容,W/℃;

fhi——熱用戶散熱裝置散熱面積富裕系數(shù);

Uhi——熱用戶散熱裝置綜合傳熱系數(shù),W/℃;

ci——熱用戶散熱裝置傳熱系數(shù)試驗中的系數(shù)。

建筑物室內(nèi)空氣動態(tài)模型為

Fiqz-Uei(θzi-θ0),

(5)

式中:Cai——熱用戶散熱裝置的熱容,W/℃;

Fni——建筑物南向外窗面積,m2;

Fi——供熱面積,m2;

qn、qz——南向太陽輻射及熱用戶室內(nèi)得熱強度,W/m2;

Uei——建筑物綜合傳熱系數(shù),W/℃。

整體動態(tài)數(shù)學模型由以上的約束公式構(gòu)成,其動態(tài)變量涵蓋了供熱系統(tǒng)的熱源供水溫度、換熱站的一次側(cè)回水溫度及其二次側(cè)的供回水溫度、熱用戶室內(nèi)溫度。當創(chuàng)建的系統(tǒng)動態(tài)數(shù)學模型經(jīng)驗證后,即可用于動態(tài)仿真、控制過程分析、能耗分析和平衡評估等。

2 模型的驗證與參數(shù)的獲取

當動態(tài)模型不考慮換熱器傳熱面積及建筑物散熱裝置傳熱面積的富裕系數(shù)時,稱之為系統(tǒng)理想動態(tài)數(shù)學模型。為校驗該供熱系統(tǒng)創(chuàng)建的理想動態(tài)數(shù)學模型的準確性,在設(shè)計室外溫度、不考慮太陽輻射和室內(nèi)得熱、熱網(wǎng)循環(huán)流量均為設(shè)計流量以及鍋爐燃料控制變量為0.897時,理想模型的動態(tài)響應,如圖2所示。由圖2可見,熱源鍋爐的供回水溫度、各換熱站一次側(cè)回水溫度、二次側(cè)供回水溫度及室內(nèi)溫度在達到穩(wěn)態(tài)后均達到設(shè)計參數(shù),說明此供熱系統(tǒng)動態(tài)模型在設(shè)計工況下具有足夠的精度性。系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)的時間約為7 h。

圖2 理想模型的動態(tài)響應Fig.2 Dynamic response of ideal model

當考慮換熱器傳熱面積及建筑物散熱裝置傳熱面積的富裕系數(shù)時,稱之為系統(tǒng)實際動態(tài)數(shù)學模型,且模型中包含一次/二次網(wǎng)實際循環(huán)流量對系統(tǒng)動態(tài)響應的影響。實際動態(tài)模型中換熱站1#、2#和3#的換熱器傳熱面積富裕系數(shù)分別為1.24、1.22和1.31,建筑物散熱裝置傳熱面積富裕系數(shù)分別為1.29、1.32及1.4。在設(shè)計室外溫度、不考慮太陽輻射和室內(nèi)得熱、熱網(wǎng)循環(huán)流量均為設(shè)計流量及鍋爐燃料控制變量為0.892時,動態(tài)模型的動態(tài)響應,如圖3所示。

圖3 實際模型的動態(tài)響應Fig.3 Dynamic response of actual model

熱源供回水溫度穩(wěn)態(tài)值分別為88.12和48.57 ℃。換熱站1#、2#和3#的一次側(cè)回水溫度穩(wěn)態(tài)值分別為48.87、48.37和47.22 ℃。換熱站1#、2#和3#的熱用戶室內(nèi)溫度穩(wěn)態(tài)值分別為17.18、17.73和18.98 ℃,其平均值為17.96 ℃。在滿足熱用戶室內(nèi)溫度平均值為設(shè)計參數(shù)時,實際動態(tài)模型動態(tài)響應中熱源供回水溫度低于設(shè)計參數(shù),主要原因為換熱站和散熱器傳熱面積富裕值所致;其次是換熱站的個性化差異導致熱用戶室內(nèi)溫度不同。因此,要保證各換熱站熱用戶室內(nèi)溫度一致,必須考慮各換熱站個性化參數(shù)對系統(tǒng)運行的影響,僅通過熱源輸出熱量控制是不可能滿足各換熱站的熱用戶室內(nèi)溫度同時達到設(shè)計室內(nèi)溫度標準。

通過實際動態(tài)模型模擬換熱站在平均室內(nèi)溫度為18 ℃時,獲取不同室外溫度時的熱源供水溫度和各換熱站供回水溫度,如表2所示。

表2 熱源及熱力特性參數(shù)

3 供熱系統(tǒng)控制策略

為便于比較控制過程和能耗分析[10-12],文中采用兩種控制策略對此供熱系統(tǒng)進行合理化控制:原有控制工況及優(yōu)化控制工況。原有控制工況:熱源通過調(diào)節(jié)鍋爐燃料供應量控制其供水溫度,供水溫度設(shè)定值來源于經(jīng)驗數(shù)據(jù);換熱站一次側(cè)循環(huán)流量為定流量運行,第1#至3#換熱站一次網(wǎng)循環(huán)流量比分別為1.09、1.13和1.11;換熱站二次網(wǎng)循環(huán)流量為定流量運行,第1#至3#換熱站二次網(wǎng)流量比分別為1.52、1.41及1.56;二次網(wǎng)水力失調(diào)狀態(tài)。

優(yōu)化控制工況:熱源通過調(diào)節(jié)鍋爐燃料供應量控制其供水溫度,供水溫度設(shè)定值來源于系統(tǒng)動態(tài)模擬數(shù)據(jù);換熱站一次側(cè)循環(huán)流量通過其室內(nèi)溫度補償控制;換熱站二次網(wǎng)循環(huán)流量采用自力式流量平衡方式,各換熱站二次網(wǎng)循環(huán)流量比均設(shè)定為1.15,定流量運行;二次網(wǎng)水力平衡狀態(tài)。

結(jié)合這些控制回路因素,可以得到如下的經(jīng)驗化的控制策略[13-15]為

(6)

式中:P*——控制策略;

kQ*——二次網(wǎng)水力平衡狀態(tài),對于原有控制工況,k值不為1;優(yōu)化后的控制工況,k值取為1。

熱源供水溫度通過調(diào)節(jié)鍋爐燃料供應量來實現(xiàn),熱用戶室內(nèi)溫度通過調(diào)節(jié)換熱站一次側(cè)循環(huán)流量來保障。經(jīng)典控制算法中,熱源供水溫度及換熱站一次側(cè)循環(huán)流量控制均采用典型PI控制器,其控制算法[16]為

(7)

式中:u——控制變量;

kp、ki——控制器中的比例和積分常數(shù);

θsp、θmd——控制溫度的設(shè)定和實測值。

4 控制策略優(yōu)化仿真與評估

4.1 控制策略仿真條件

根據(jù)已有的數(shù)據(jù)和控制工況,現(xiàn)將控制策略的仿真條件描述如下。連續(xù)兩天的室內(nèi)外環(huán)境參數(shù)如圖4所示。圖4a為室外溫度,圖4b分別為南向太陽輻射(qn)和室內(nèi)得熱(qz)。采用供熱系統(tǒng)實際動態(tài)數(shù)學模型進行仿真。室內(nèi)溫度控制指標為20 ℃。

圖4 連續(xù)兩天的室內(nèi)外環(huán)境參數(shù)Fig.4 Indoor and outdoor environmental parameters for two consecutive days

4.2 控制策略動態(tài)仿真

對于原有控制工況而言,僅采用熱源供水溫度控制,一次、二次網(wǎng)均采用定流量運行,二次網(wǎng)為水力失調(diào)狀態(tài)。此時供熱系統(tǒng)的動態(tài)仿真,如圖5和6所示。

不考慮前3 h系統(tǒng)初始值的影響,由圖5a可知,熱源供回水溫度范圍分別為72.92～83.99 ℃和46.90～53.77 ℃。圖5b顯示了各換熱站二次平均溫度(θw)相差1.3～2.5 ℃。從圖5c可知,室內(nèi)溫度偏離控制目標值范圍為-0.69～8.60 ℃,且各換熱站室內(nèi)溫度偏差并不相同。圖5d顯示了熱源燃料控制變量的動態(tài)變化,其平均燃料消耗為0.836。室內(nèi)溫度動態(tài)響應說明原有工況難以滿足熱用戶室內(nèi)溫度熱舒適性需求,且既沒有充分利用系統(tǒng)額外太陽輻射和室內(nèi)的熱量,也增加了系統(tǒng)能耗。

鑒于原有控制工況在熱用戶熱舒適性和系統(tǒng)能耗方面的缺陷,需要對原有控制方式進行改進和優(yōu)化,在滿足熱用戶室內(nèi)溫度控制指標的前提下,既保證系統(tǒng)穩(wěn)定運行,也最大程度降低供熱系統(tǒng)的熱耗和電耗[17-18]。

優(yōu)化控制工況應用的前提條件是二次網(wǎng)實現(xiàn)水力平衡[19],文中采用在建筑物單元熱力入口處安裝自力式流量平衡裝置,根據(jù)各控制節(jié)點的設(shè)計流量調(diào)節(jié)自力式裝置開度,實際設(shè)定流量為設(shè)計流量的1.15倍,以便實現(xiàn)水力平衡的需求。換熱站一次側(cè)循環(huán)流量由室內(nèi)溫度控制,其二次網(wǎng)為定流量運行。與原有控制工況的模擬條件相同,優(yōu)化控制工況的動態(tài)響應,如圖6所示。

圖6 優(yōu)化控制工況動態(tài)響應Fig.6 Optimize dynamic response of control conditions

由圖6a可見,熱源供回水溫度范圍為75.90～86.67 ℃和38.76～46.76 ℃,相對于原有控制工況,熱源供水溫度上升,回水溫度降低,既提高了一次網(wǎng)溫差,也改善了熱源鍋爐的傳熱效率。由圖6b可見,對比原有控制工況,各換熱站二次平均溫度大幅度降低。由圖6c可見,室內(nèi)溫度與控制目標的偏差范圍為-0.52～0.15 ℃,與原有控制工況相比,具有顯著改善。由圖6d可見,熱源燃料控制變量的動態(tài)變化,其平均燃料消耗為0.776,計算熱源節(jié)熱量為7.18 %。

各換熱站一次網(wǎng)循環(huán)流量控制變量的動態(tài)響應,如圖7所示。從圖7可知,換熱站1#～3#一次側(cè)流量控制變量控制信號的平均值分別為0.72、0.73和0.70。

圖7 一次側(cè)流量控制變量動態(tài)響應Fig.7 Dynamic response of primary side flow control variables

4.3 平衡狀態(tài)估計與能耗分析

4.3.1 供熱系統(tǒng)熱力平衡狀態(tài)估計

熱力平衡度采用換熱站熱用戶室內(nèi)溫度實際值與其控制指標之間的偏差計算,計算公式為

(8)

式中:Brl——熱力平衡度;

1——完全平衡;

θzsp——室內(nèi)溫度控制指標。

采用動態(tài)模型對原有和優(yōu)化控制工況進行仿真后,得到這兩種工況的熱力平衡率動態(tài)響應,如圖8所示。在白天存在太陽輻射時,由于原有控制工況沒有室內(nèi)溫度補償控制,導致其熱力平衡度較低。當優(yōu)化控制工況采用室內(nèi)溫度補償控制時,其平衡度顯著提高,達到0.98以上,滿足熱用戶熱舒適性需求。

圖8 系統(tǒng)熱力平衡度Fig.8 System thermodynamic balance

4.3.2 供熱系統(tǒng)水力平衡狀態(tài)估計

水力平衡度采用換熱站熱用戶室內(nèi)溫度實際值的一致性偏差進行計算,計算公式為

(9)

式中,Bsl——水力平衡度。

采用動態(tài)模型對原有和優(yōu)化控制工況進行仿真后,得到這兩種工況的水力平衡率動態(tài)響應,如圖9所示。

圖9 系統(tǒng)水力平衡度Fig.9 System hydraulic balance

原有控制工況的水力平衡度處于0.91～0.96之間,當采用優(yōu)化控制工況時,其平衡度穩(wěn)定在0.99以上,二次網(wǎng)水力平衡滿足系統(tǒng)優(yōu)化控制需求。

4.3.3 系統(tǒng)能耗計算與實際供熱系統(tǒng)

通過動態(tài)模型仿真,對兩種控制策略的能耗進行計算、分析和比較,如表3所示。

表3 供熱系統(tǒng)能耗分析比較

表3中:G1為一次網(wǎng)循環(huán)流量,T/h;E1為一次網(wǎng)電耗比,%;G2i為i#二次網(wǎng)循環(huán)流量,T/h;E2i為i#二次網(wǎng)電耗比,%。

基于上述完整供熱系統(tǒng)動態(tài)數(shù)學模型創(chuàng)建、動態(tài)仿真和研究成果,將其優(yōu)化控制理論應用于哈爾濱物業(yè)供熱集團所屬哈爾濱市鑫遠物業(yè)管理公司地德里小區(qū)供熱節(jié)能示范項目,示范項目主要內(nèi)容包括:熱源數(shù)據(jù)監(jiān)測、一次/二次網(wǎng)水力平衡、換熱站及熱用戶的數(shù)據(jù)監(jiān)測、優(yōu)化控制和管控調(diào)度平臺建設(shè)。項目總供熱面積為44.23萬m2,4臺燃煤鍋爐,熱用戶為經(jīng)濟適用住房?？傮w建設(shè)目標為在滿足熱用戶熱舒適性情況下,實現(xiàn)系統(tǒng)整體管控、安全平穩(wěn)運行、數(shù)字化、降低運行人員勞動強度和系統(tǒng)總體節(jié)能降耗,降低污染物排放。

基于示范項目前后兩個供熱年度運行數(shù)據(jù)收集和對比,采用文中所述的系統(tǒng)優(yōu)化控制策略,取得比較明顯的節(jié)能效益:實際節(jié)熱率、實際一次網(wǎng)和二次網(wǎng)節(jié)電率分別為11.7%、24.1%和33.2 %,熱用戶室內(nèi)溫度合格率為98.6 %,達到了預期目標。

5 結(jié) 論

(1)基于質(zhì)量守恒定律和能量守恒定律建立了完整的供熱系統(tǒng)動態(tài)數(shù)學模型,進行了相應的系統(tǒng)動態(tài)仿真模擬,驗證了供熱系統(tǒng)的正確性,在設(shè)計工況下具有足夠的精度性。

(2)采用室內(nèi)溫度補償控制的優(yōu)化控制工況下,可獲得明顯的系統(tǒng)節(jié)熱7 %,和節(jié)電46%～60%的效益。

(3)將系統(tǒng)優(yōu)化控制理論應用到實際工程中,可實現(xiàn)節(jié)熱率、一次網(wǎng)及二次網(wǎng)節(jié)電率分別為11.7%、24.1%和33.2 %,并且用戶室溫合格率達到98.6 %。