660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組的深度調(diào)峰自動(dòng)控制

張小根,琚 敏,吳可澤,崔慶偉,盧瑤瑤

(1.浙江浙能蘭溪發(fā)電有限責(zé)任公司,浙江 蘭溪 321100;2.北京新葉能源科技有限公司,北京 100180)

0 引言

660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組在調(diào)峰期間的大多數(shù)情況下處于低負(fù)荷運(yùn)行狀態(tài),在低負(fù)荷運(yùn)行工況和調(diào)峰工況等不同工況切換過(guò)程中極易造成大量的能源消耗。太陽(yáng)能、風(fēng)能和水能等可再生資源在能源危機(jī)的背景下逐漸被開(kāi)發(fā)、利用。上述能源應(yīng)用于發(fā)電時(shí)存在較高的時(shí)變性,容易發(fā)生棄光和棄風(fēng)現(xiàn)象[1]。因此,消納上述新型能源是我國(guó)電力行業(yè)面臨的主要問(wèn)題。提高能源在發(fā)電過(guò)程中的穩(wěn)定性是降低棄光率和棄風(fēng)率的有效方法。針對(duì)太陽(yáng)能和風(fēng)能發(fā)電過(guò)程中存在的問(wèn)題,一些學(xué)者提出了光煤互補(bǔ)[2]、風(fēng)光互補(bǔ)[3]和壓縮空氣儲(chǔ)能[4]等策略。但上述策略的應(yīng)用規(guī)模較小、技術(shù)不成熟且成本較高。提高燃煤發(fā)電機(jī)組的調(diào)峰能力有助于改善太陽(yáng)能和風(fēng)能發(fā)電效果。針對(duì)660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組調(diào)峰控制,我國(guó)的相關(guān)研究較少,目前還處于初期階段。因此,對(duì)燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰控制方法展開(kāi)研究和分析具有重要意義。

李玲等[5]建立了燃煤發(fā)電機(jī)組的動(dòng)態(tài)模型,在深度負(fù)荷變化條件下通過(guò)激勵(lì)分析獲取燃煤發(fā)電機(jī)組的參數(shù)變化規(guī)律,結(jié)合比例積分微分(proportional integral differential,PID)方法對(duì)參數(shù)展開(kāi)調(diào)整,實(shí)現(xiàn)燃煤發(fā)電機(jī)組的調(diào)峰控制。該方法無(wú)法獲得燃煤機(jī)組在深度調(diào)峰過(guò)程中的動(dòng)態(tài)特性,調(diào)峰過(guò)程中的爬坡速率較低,存在調(diào)峰靈活性差的問(wèn)題。吳愛(ài)娟等[6]建立了發(fā)電機(jī)組的負(fù)荷擾動(dòng)模型。該模型可獲取擾動(dòng)數(shù)據(jù),在神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)中輸入負(fù)荷擾動(dòng)以展開(kāi)數(shù)據(jù)優(yōu)化控制,結(jié)合獎(jiǎng)勵(lì)函數(shù)實(shí)現(xiàn)調(diào)峰控制。該模型在深度調(diào)峰控制過(guò)程中存在棄風(fēng)棄光現(xiàn)象,調(diào)峰性能較差。

為解決上述方法中存在的問(wèn)題,本文提出660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰自動(dòng)控制方法。本文在構(gòu)建燃煤發(fā)電機(jī)組變工況模型的基礎(chǔ)上,分析深度調(diào)峰工況下制粉系統(tǒng)和蒸發(fā)系統(tǒng)在燃煤發(fā)電機(jī)組系統(tǒng)中的動(dòng)態(tài)特性。根據(jù)分析結(jié)果,本文利用PID控制器從燃燒擾動(dòng)和減溫?cái)_動(dòng)兩個(gè)方面實(shí)現(xiàn)660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰控制。試驗(yàn)結(jié)果表明,所提方法具有較好的深度調(diào)峰性能,有利于保證660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組的低功耗運(yùn)行。

1 燃煤發(fā)電機(jī)組變工況模型

660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組動(dòng)態(tài)模型如式(1)所示。

(1)

式中:eM為發(fā)電機(jī)組的實(shí)際磨煤量,kg;uB為燃煤鍋爐耗煤量,kg;t為時(shí)間,s;at為汽輪機(jī)對(duì)應(yīng)的前蒸汽壓力,MPa;v為制粉過(guò)程中發(fā)電機(jī)組的延遲時(shí)間,ms;Yf為制粉慣性時(shí)間,s;eB為鍋爐在工作狀態(tài)下的燃燒率,%;Vb為蓄熱系數(shù);ad為汽包壓力,MPa;L1為燃料增益;L3為汽輪機(jī)在發(fā)電機(jī)組中產(chǎn)生的增益;uT為汽輪機(jī)高壓缸進(jìn)氣調(diào)節(jié)閥門(mén)對(duì)應(yīng)的開(kāi)度,%;L2為過(guò)熱器對(duì)應(yīng)的阻力系數(shù);ME為燃煤發(fā)電機(jī)組的負(fù)荷,MW;Yt為汽輪機(jī)在燃煤發(fā)電機(jī)組中的動(dòng)態(tài)時(shí)間,s。

汽輪機(jī)的相對(duì)內(nèi)效率直接受燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰的影響,而回?zé)峒訜崞髟跈C(jī)組內(nèi)受到的影響相對(duì)較小。所提方法在分析過(guò)程中設(shè)置回?zé)峒訜崞鞯纳舷聝啥瞬话l(fā)生變化,以此建立變工況模型。

汽輪機(jī)或發(fā)電機(jī)組的蒸汽流量在不同工況下存在差異。所提方法通過(guò)如式(2)所示的弗留格爾式展開(kāi)計(jì)算:

(2)

通過(guò)式(2)可獲得汽輪機(jī)在燃煤發(fā)電機(jī)組內(nèi)的抽氣口壓力,進(jìn)而獲得變工況下汽輪機(jī)的膨脹過(guò)程線(xiàn)。

本文將基準(zhǔn)環(huán)境設(shè)置為:溫度T0=20 ℃;壓力A0=0.01 MPa。通過(guò)分析方法分析660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組系統(tǒng)的能效變化情況。下文中,工質(zhì)代表水或蒸汽。

本文設(shè)rx為工質(zhì),其表達(dá)式為:

rx=j-j0-T0(a-a0)

(3)

式中:j0為在環(huán)境參數(shù)下工質(zhì)對(duì)應(yīng)的焓;j為在計(jì)算參數(shù)下工質(zhì)對(duì)應(yīng)的焓;a0為在環(huán)境參數(shù)下凝結(jié)水對(duì)應(yīng)的熵;a為在計(jì)算參數(shù)下凝結(jié)水對(duì)應(yīng)的熵。

本文設(shè)rf為通過(guò)燃料對(duì)應(yīng)的高位發(fā)熱量計(jì)算得到的輸入燃煤發(fā)電機(jī)組鍋爐的燃料為鍋爐子系統(tǒng)在燃煤發(fā)電機(jī)組系統(tǒng)中的效率。

(4)

式中:F0為主蒸汽對(duì)應(yīng)的流量,m3/s;rb為過(guò)熱器出口處在燃煤發(fā)電機(jī)組內(nèi)產(chǎn)生的蒸汽比;Fzr為再熱蒸汽對(duì)應(yīng)的流量,m3/s;r′rh、r″rh分別為再熱器出口和入口在燃煤發(fā)電機(jī)組內(nèi)產(chǎn)生的蒸汽比;N為鍋爐在運(yùn)行狀態(tài)下對(duì)應(yīng)的燃燒量;rfw為鍋爐給水對(duì)應(yīng)的比。

(5)

式中:Ae為汽輪發(fā)電機(jī)組在燃煤發(fā)電機(jī)組系統(tǒng)中的發(fā)電功率,MW。

2 深度調(diào)峰下的動(dòng)態(tài)特性分析

根據(jù)上述變工況模型,所提方法在深度調(diào)峰工況下分析制粉系統(tǒng)和蒸發(fā)系統(tǒng)在燃煤發(fā)電機(jī)組系統(tǒng)中的動(dòng)態(tài)特性,為深度調(diào)峰提供依據(jù)。

2.1 制粉系統(tǒng)

直吹式制粉系統(tǒng)常用于660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組。經(jīng)調(diào)查,送粉管和給煤機(jī)通常具有滯后性[7-8],因此測(cè)量磨煤機(jī)內(nèi)部存儲(chǔ)煤量的難度較高。660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組利用存在純延遲的一階慣性環(huán)節(jié)描述制粉系統(tǒng)在燃煤發(fā)電機(jī)組中的動(dòng)態(tài)過(guò)程:

(6)

式中:lm為比例系數(shù);Nm為磨煤機(jī)的實(shí)際出粉量,kg;ε為延遲時(shí)間,ms;t′m為燃料指令。

本文設(shè)Ww為水冷壁在機(jī)組系統(tǒng)內(nèi)的有效吸熱率。

Ww=l1lm

(7)

式中:l1為比例常數(shù)。

2.2 蒸發(fā)系統(tǒng)

燃煤發(fā)電機(jī)組的蒸發(fā)系統(tǒng)屬于一個(gè)循環(huán)系統(tǒng)[9],由下降管、水冷壁和汽包等構(gòu)成。在能量平衡方程和質(zhì)量平衡方程的基礎(chǔ)上,獲得蒸發(fā)系統(tǒng)在深度調(diào)峰下的動(dòng)態(tài)特性為:

(8)

式中:ρs為蒸汽對(duì)應(yīng)的密度,kg/m3;ρw為飽和水的密度,kg/m3;Vst為飽和蒸汽容積,m3;Vwt為飽和水的容積,m3;ws為汽包出口處產(chǎn)生的蒸汽流量,m3/s;wf為給水量,m3;js為蒸汽對(duì)應(yīng)的比焓;jw為飽和水對(duì)應(yīng)的比焓;vt為金屬比熱容,J/(kg·℃);aD為汽包壓力,MPa;mwt為金屬壁質(zhì)量,g;Ywt為金屬壁溫度,℃;jf為水對(duì)應(yīng)的比焓。

通常情況下,鍋爐汽包出口處產(chǎn)生的蒸汽流量ws難以測(cè)得。因此,所提方法在燃煤發(fā)電機(jī)組變工況模型的基礎(chǔ)上,通過(guò)式(9)獲得ws:

(9)

式中:aT為末級(jí)過(guò)熱器出口對(duì)應(yīng)的壓力,MPa。

3 燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰自動(dòng)控制

根據(jù)深度調(diào)峰下的動(dòng)態(tài)特性分析結(jié)果可知,在660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰控制中,需要控制燃燒擾動(dòng)和減溫?cái)_動(dòng)。為此,所提方法采用PID控制器[10-12]實(shí)現(xiàn)深度調(diào)峰控制。PID控制器原理如圖1所示。

圖1 PID控制器原理圖

圖1所示PID控制器的控制規(guī)律為:

(10)

式中:u(t)為調(diào)節(jié)器輸出的信號(hào);KP為比例系數(shù);e(t)為偏差信號(hào);ζD為微分時(shí)間常數(shù);ζI為積分時(shí)間常數(shù)。

根據(jù)燃煤發(fā)電機(jī)組的動(dòng)態(tài)特性分析結(jié)果可以設(shè)置微分系數(shù)KD為34;積分系數(shù)KI為0.009 2;比例系數(shù)KP為0.42;燃煤發(fā)電機(jī)組燃燒率改變的響應(yīng)時(shí)間為500 s;仿真時(shí)間為1 500 s;滯后時(shí)間為20 s?；谏鲜鰠?shù)設(shè)定,所提方法利用Simulink平臺(tái)[13-14]建立660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰PID控制系統(tǒng)。燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰PID控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰PID控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

本文將660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組變工況模型中的鍋爐蓄熱系數(shù)Vb和PID控制器系數(shù)輸入圖2所示的PID控制系統(tǒng)中,完成660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組的深度調(diào)峰控制。

4 試驗(yàn)與分析

為了驗(yàn)證所提方法的有效性,本文設(shè)計(jì)以下測(cè)試。

4.1 試驗(yàn)設(shè)置

660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組主要參數(shù)如下:濾波電感為0.055 H;環(huán)境溫度為298.20 K;電樞電感為0.008 H;環(huán)境壓力為1.013×105MPa;定子電阻為0.048 6 Ω;壓比為3.2;轉(zhuǎn)速為96 000 r/min;空氣流量為0.30 kg/s;燃料流量為0.002 4 kg/s。

本文采用所提方法、文獻(xiàn)[5]方法和文獻(xiàn)[6]方法對(duì)660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組展開(kāi)深度調(diào)峰控制。在測(cè)試過(guò)程中,本文分別設(shè)定工況為向上調(diào)峰和向下調(diào)峰兩種,從調(diào)峰需求響應(yīng)、棄風(fēng)率和棄光率三個(gè)方面驗(yàn)證所提控制方法的有效性。660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組基本發(fā)電過(guò)程如圖3所示。

圖3 發(fā)電機(jī)組基本發(fā)電過(guò)程

4.2 結(jié)果分析

爬坡速率指每分鐘調(diào)整出力最大值占額定容量的比例。該比例數(shù)值越高,表明調(diào)峰需求響應(yīng)效果越好。在試驗(yàn)過(guò)程中,本文設(shè)定660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組的向上和向下調(diào)峰需求,并分析不同調(diào)峰深度下的調(diào)峰需求響應(yīng)情況。不同方法向上調(diào)峰需求響應(yīng)如圖4所示。

圖4 不同方法向上調(diào)峰需求響應(yīng)

不同方法向下調(diào)峰需求響應(yīng)如圖5所示。

圖5 不同方法向下調(diào)峰需求響應(yīng)

分析圖4和圖5可知,隨著調(diào)峰深度的增加,所提方法、文獻(xiàn)[5]方法和文獻(xiàn)[6]方法的調(diào)峰響應(yīng)逐漸接近設(shè)定的調(diào)峰需求。與文獻(xiàn)[5]方法和文獻(xiàn)[6]方法相比,所提方法的調(diào)峰響應(yīng)更能滿(mǎn)足660 MW超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組向上和向下的調(diào)峰需求,與設(shè)定的調(diào)峰需求之間差距較小。

本文以棄風(fēng)率和棄光率作為指標(biāo),測(cè)試所提方法、文獻(xiàn)[5]方法和文獻(xiàn)[6]方法的調(diào)峰性能。不同方法的棄風(fēng)率和棄光率如表1所示。

表1 不同方法的棄風(fēng)率和棄光率

由表2可知,燃煤發(fā)電機(jī)組的棄風(fēng)率和棄光率隨著調(diào)峰深度的增加不斷減少,兩者之間呈反比關(guān)系。經(jīng)對(duì)比發(fā)現(xiàn),所提方法在調(diào)峰過(guò)程中的棄風(fēng)率和棄光率較低,表明所提方法具有良好的調(diào)峰性能。其主要原因是,所提方法針對(duì)燃煤機(jī)組不同動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析,并根據(jù)分析結(jié)果設(shè)計(jì)了PID控制器。這就優(yōu)化了調(diào)峰控制效果,降低了棄風(fēng)率和棄光率。

本文進(jìn)一步驗(yàn)證所提方法的深度調(diào)峰控制效果。以所提方法控制前后的功率為指標(biāo),深度調(diào)峰控制效果對(duì)比如圖6所示。

圖6 深度調(diào)峰控制效果對(duì)比

分析圖6可知,所提方法控制后功率有所下降且相對(duì)平穩(wěn)。由此本文驗(yàn)證了所提方法在燃煤發(fā)電機(jī)組變工況模型的基礎(chǔ)上,通過(guò)PID控制器完成燃煤發(fā)電機(jī)組的深度調(diào)峰控制,具有較好的深度調(diào)峰控制效果。

5 結(jié)論

為了提高燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰靈活性和優(yōu)化其調(diào)峰性能,本文提出660 WM超臨界燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰自動(dòng)控制方法。該方法在燃煤發(fā)電機(jī)組變工況模型的基礎(chǔ)上分析其動(dòng)態(tài)特性,以此設(shè)計(jì)PID控制器完成燃煤發(fā)電機(jī)組的深度調(diào)峰控制。試驗(yàn)表明,所提方法在燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰控制過(guò)程中整體有效性高,解決了燃煤發(fā)電機(jī)組深度調(diào)峰存在需求響應(yīng)較低、棄風(fēng)率棄光率較高的問(wèn)題。