帶有前饋補(bǔ)償?shù)念A(yù)測控制在供熱機(jī)組中的應(yīng)用

石德勝 任鵬偉 張本強(qiáng) 于明雙

（1.華電青島發(fā)電有限公司，山東 青島 266071；2.山東中實(shí)易通集團(tuán)有限公司，山東 濟(jì)南 250000）

0 引言

隨著風(fēng)電等新能源并網(wǎng)，電網(wǎng)對機(jī)組調(diào)峰調(diào)頻能力提出了更高的要求。新時(shí)期供熱機(jī)組由傳統(tǒng)的“以熱定電”運(yùn)行方式轉(zhuǎn)變?yōu)榫邆渖疃日{(diào)峰能力的調(diào)峰調(diào)頻模式。新型凝抽背供熱機(jī)組可以突破傳統(tǒng)熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組無法深度調(diào)峰的限制，大幅提高機(jī)組的熱電比，從而在相同熱負(fù)荷需求的情況下，降低機(jī)組的電負(fù)荷，提高機(jī)組的調(diào)峰運(yùn)行能力。如今大型機(jī)組越來越多地被改造為高背壓或供熱機(jī)組，但對供熱的相關(guān)研究仍大多集中于供熱特性、供熱效能分析及特點(diǎn)，如文獻(xiàn)[1]針對熱電解耦問題構(gòu)建了多種抽凝機(jī)組供熱方案，得出在消納高比例可再生能源背景下，電熱泵供熱方式能夠有效降低標(biāo)準(zhǔn)煤耗；文獻(xiàn)[2]提出利用高背壓-抽凝機(jī)組耦合運(yùn)行優(yōu)化技術(shù)可以提高供熱機(jī)組的調(diào)峰深度；文獻(xiàn)[3]為了提高供熱機(jī)組調(diào)峰調(diào)頻能力，利用熱網(wǎng)儲(chǔ)能構(gòu)建了帶供熱前饋的供熱機(jī)組協(xié)調(diào)控制方案，通過將機(jī)組負(fù)荷指令信號(hào)中的快變部分分解出來作為供熱前饋并作用于快關(guān)閥上的方法提高機(jī)組參與調(diào)峰調(diào)頻的能力；文獻(xiàn)[4]分析了應(yīng)用不同供熱改造技術(shù)的靈活性和經(jīng)濟(jì)性，得出了在電價(jià)補(bǔ)貼后背壓供熱的經(jīng)濟(jì)性最好的結(jié)論；文獻(xiàn)[5]指出供熱側(cè)對發(fā)電側(cè)的擾動(dòng)主要由供熱蝶閥引起，構(gòu)造了解耦器并仿真了可以在不影響機(jī)前壓力控制品質(zhì)的前提下同時(shí)減小機(jī)組發(fā)電負(fù)荷的波動(dòng)；文獻(xiàn)[6]提出了在抽汽式熱電廠中配置儲(chǔ)熱來提高機(jī)組調(diào)峰能力的消納方案，通過建立模型并進(jìn)行仿真分析得出配置儲(chǔ)熱可提高機(jī)組的調(diào)峰容量。

綜上所述，大多的研究對象考慮到了供熱改造甚至低負(fù)荷運(yùn)行對機(jī)組運(yùn)行帶來的干擾，且解析的重點(diǎn)在于穩(wěn)定機(jī)組運(yùn)行及保障機(jī)組負(fù)荷能力等方面，但對供熱機(jī)組如何在深度調(diào)峰模式下實(shí)現(xiàn)涉網(wǎng)調(diào)節(jié)的研究并不深入；部分文獻(xiàn)對熱電解耦、調(diào)峰能力進(jìn)行了分析，完成了建模仿真，但未投入實(shí)際機(jī)組運(yùn)行，同時(shí)建模解耦的重點(diǎn)在于提高機(jī)組的調(diào)峰范圍而非涉網(wǎng)指標(biāo)，無法實(shí)際驗(yàn)證機(jī)組AGC投運(yùn)后的實(shí)際情況，且對供熱改造后的機(jī)組運(yùn)行于抽凝/高背壓工況的動(dòng)態(tài)特性認(rèn)識(shí)較為缺乏。

針對供熱機(jī)組改造后涉網(wǎng)能力方面存在的問題，本文基于供熱機(jī)組動(dòng)態(tài)模型，運(yùn)用多變量預(yù)測控制技術(shù)設(shè)計(jì)了機(jī)組的優(yōu)化控制策略。該控制策略投運(yùn)后，機(jī)組的涉網(wǎng)性能得到了明顯的提升。

1 供熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及對象模型

某300 MW機(jī)組供熱部分熱力系統(tǒng)如圖1所示。汽輪機(jī)中壓缸與低壓缸之間安裝有供熱蝶閥，供熱蝶閥前的三通管將部分中壓缸排汽引出作為熱網(wǎng)換熱器熱源。供熱抽汽在熱網(wǎng)換熱器放熱后得到的凝水，經(jīng)熱網(wǎng)疏水泵送入除氧器，熱網(wǎng)回水經(jīng)過熱網(wǎng)循環(huán)泵升壓后進(jìn)入熱網(wǎng)換熱器，進(jìn)入熱網(wǎng)換熱器的管道上安裝有逆止閥、快關(guān)閥及隔離閥。

圖1 抽汽供熱機(jī)組供熱部分熱力系統(tǒng)圖

其數(shù)學(xué)模型如式（1）～（7）所示，根據(jù)文獻(xiàn)[7]，模型中采用低壓缸進(jìn)汽流量與中壓缸排汽流量的比值描述快關(guān)閥開度。

式中：rM為制粉系統(tǒng)中實(shí)際進(jìn)入磨煤機(jī)的煤量；rB為鍋爐燃燒率；pB為汽包壓力；p1為汽輪機(jī)第一級(jí)壓力。

模型包含3個(gè)控制輸入變量：uB為機(jī)組燃料量，uT為汽輪機(jī)高壓缸進(jìn)汽調(diào)節(jié)門開度，uH為供熱蝶閥開度。3個(gè)輸出變量：pT為汽輪機(jī)前壓力，NE為機(jī)組發(fā)電功率，QH為供熱抽汽流量。

其他不同負(fù)荷段的過程模型通過多次采樣外部設(shè)定。

2 具有前饋結(jié)構(gòu)的預(yù)測控制策略

動(dòng)態(tài)矩陣控制（DMC）算法是工業(yè)過程中應(yīng)用最廣泛的預(yù)測控制算法之一，它是一種基于對象階躍響應(yīng)的預(yù)測控制算法，能夠根據(jù)預(yù)測模型與被控對象當(dāng)前的實(shí)際狀態(tài)對其未來的動(dòng)態(tài)行為進(jìn)行有效的控制，實(shí)現(xiàn)控制器的提前動(dòng)作[8]，它主要由預(yù)測模型、滾動(dòng)優(yōu)化和反饋校正組成。

由于機(jī)組供熱負(fù)荷的變化會(huì)造成機(jī)組有效蒸汽利用量的變化、鍋爐燃燒工況變化影響主汽壓力波動(dòng)，若不能對此不可控?cái)_動(dòng)給予提前補(bǔ)償容易引起機(jī)組的整個(gè)動(dòng)態(tài)特性發(fā)生變化，進(jìn)而造成控制系統(tǒng)控制效果下降。

控制系統(tǒng)中被控對象的輸入可分為兩類：一類為可控輸入，即控制量；另一類是不可控輸入，它包含可檢測而無法改變的外部作用或未知干擾，對于規(guī)律可知但不可控的輸入，由于其對輸出的影響可加以預(yù)測，故可設(shè)置前饋控制加以補(bǔ)償。

動(dòng)態(tài)矩陣控制的反饋環(huán)節(jié)利用實(shí)測信息與預(yù)測信息間的誤差構(gòu)成對未來輸出誤差的預(yù)測，使用公式描述為：

式中：（k+i|k+1）為在k+1時(shí)刻對k+i時(shí)刻的誤差預(yù)測值；hi為校正向量h的第i個(gè)元素；e（k+1）為k+1時(shí)刻的實(shí)際誤差。

根據(jù)式（8）校正未來輸出的預(yù)測值，用公式（9）表示。

式中：（k+i|k+1）為k+1時(shí)刻對k+i時(shí)刻校正后的輸出預(yù)測值；（k+i|k）為k時(shí)刻對k+i時(shí)刻未加校正的輸出預(yù)測值。

這一環(huán)節(jié)的主要作用是克服環(huán)境干擾、參數(shù)時(shí)變、模型失配等不可知因素的影響。

根據(jù)文獻(xiàn)[8]所述，對于有規(guī)律的不可控輸入應(yīng)利用這部分可預(yù)測但不可控輸入的規(guī)律構(gòu)成前饋控制，以及時(shí)補(bǔ)償這部分輸入引起的誤差。

令對象輸出y對可控輸入u的階躍響應(yīng)序列由{ai}表示，規(guī)律可知的不可控輸入量v的階躍響應(yīng)序列用{bi}表示。在任意時(shí)刻，y由u和v共同決定，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中：M、P分別為控制時(shí)域和優(yōu)化時(shí)域?yàn)閗時(shí)刻對未來P-1時(shí)刻y的模型預(yù)測值，其為向量表達(dá)式；（k）為k時(shí)刻對未來P-1時(shí)刻y的初始預(yù)測值，當(dāng)系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài)時(shí)中所有元素均為k時(shí)刻y的實(shí)際值；A、B分別為可控輸入和不可控輸入的單位階躍響應(yīng)系數(shù)矩陣ΔuM（k）為可控輸入u在k+i時(shí)刻的增量，ΔuM（k）=[Δu（k），…，Δu（k+M-1）]T，其中Δu（k+i）=u（k+i）-u（k+i-1）（i=0，1，…，M-1）；ΔvP（k）為不可控輸入v在k+i時(shí)刻的增量，ΔvP（k）=[Δv（k），…，Δv（k+P-1）]T，其中Δv（k+i）=v（k+i）-v（k+i-1）（i=0，1，…，P-1）。

最優(yōu)控制向量表示為：

即最優(yōu)控制律為：

式中：dT=cT（ATQA+R）-1ATQ（M維行向量，cT=[1 0 …0]），Q、R為誤差權(quán)矩陣和控制權(quán)矩陣，由設(shè)計(jì)者根據(jù)需要配置；wP（k）為控制目標(biāo)值向量，wP（k）=[w（k+1），…，w（k+P）]T；BΔvP（k）的物理意義是把規(guī)律已知但不可控的輸入量在優(yōu)化時(shí)域中對輸出的影響從期望值中扣除，構(gòu)成新的期望值wP*=wP（k）-BΔvP（k），然后再考慮只有可控輸入時(shí)的滾動(dòng)優(yōu)化問題。

構(gòu)建具有前饋結(jié)構(gòu)的預(yù)測控制原理圖，如圖2所示。

圖2 帶有前饋補(bǔ)償?shù)念A(yù)測控制原理圖

3 預(yù)測控制的實(shí)施及現(xiàn)場應(yīng)用

利用OVATION系統(tǒng)的嵌入式平臺(tái)開發(fā)并實(shí)現(xiàn)了上述控制策略，通過該嵌入式平臺(tái)編寫全部優(yōu)化控制算法并進(jìn)行封裝，構(gòu)造多種組態(tài)模塊。嵌入式平臺(tái)通過網(wǎng)絡(luò)協(xié)議與上位機(jī)軟件進(jìn)行通信實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)的高速傳輸，冗余平臺(tái)之間采用MODBUS通信方式實(shí)現(xiàn)運(yùn)行狀態(tài)和跟蹤狀態(tài)之間的切換。

經(jīng)過現(xiàn)場投用以及不同負(fù)荷階段、不同供熱量的試驗(yàn)，完善了機(jī)組的各項(xiàng)參數(shù)指標(biāo)，機(jī)組順利投入AGC功能，并能保證在不同的AGC投運(yùn)模式下高質(zhì)量運(yùn)行。

在機(jī)組投入AGC“O”模式，負(fù)荷變化率設(shè)定為7.5 MW/min的工況下，分別截取2023年6月11日15：10—16：12機(jī)組負(fù)荷由187.5 MW上升到249 MW及2023年6月12日13：10—14：12機(jī)組負(fù)荷由280 MW下降至250 MW再上升至280 MW兩個(gè)時(shí)間段內(nèi)主要參數(shù)的波動(dòng)曲線，兩個(gè)不同種類的負(fù)荷變化過程中，負(fù)荷設(shè)定與實(shí)發(fā)功率偏差小于3 MW，主汽溫度變動(dòng)范圍537～543 ℃，再熱器溫度偏差小于10 ℃，主汽壓力偏差小于0.3 MPa?？刂魄€如圖3及圖4所示。

圖3 優(yōu)化后機(jī)組AGC“O”模式運(yùn)行曲線1

圖4 優(yōu)化后機(jī)組AGC“O”模式運(yùn)行曲線2

在機(jī)組投入AGC“R”模式，負(fù)荷變化率設(shè)定為7.5 MW/min的工況下，分別截取2023年5月25日12：15—12：39機(jī)組負(fù)荷由186 MW上升到237 MW再下降到167 MW及2023年6月6日11：58—12：24機(jī)組負(fù)荷在150 MW至170 MW之間上下快速變動(dòng)的兩個(gè)時(shí)間段內(nèi)主要參數(shù)的波動(dòng)曲線，兩個(gè)不同種類的負(fù)荷變化過程中，負(fù)荷設(shè)定與實(shí)發(fā)功率偏差小于2.6 MW，主汽溫度變動(dòng)范圍535～541 ℃，再熱器溫度偏差小于11 ℃，主汽壓力偏差小于0.35 MPa?？刂魄€如圖5及圖6所示。

圖5 優(yōu)化后機(jī)組AGC“R”模式運(yùn)行曲線1

圖6 優(yōu)化后機(jī)組AGC“R”模式運(yùn)行曲線2

圖3～6中，各相同數(shù)字所代表的曲線意義相同，詳見圖3說明。

6月份機(jī)組運(yùn)行于AGC“R”模式的各項(xiàng)指標(biāo)情況如表1所示。

表1 優(yōu)化后AGC“R”模式下機(jī)組性能指標(biāo)

4 結(jié)論

本研究在廣義預(yù)測控制理論的基礎(chǔ)上建立了系統(tǒng)控制策略及模型，并通過OVATION系統(tǒng)的嵌入式平臺(tái)實(shí)現(xiàn)了相關(guān)的控制策略。

實(shí)際應(yīng)用表明，本優(yōu)化控制策略可以提高機(jī)組在不同AGC運(yùn)行模式下的性能指標(biāo)，在負(fù)荷指令快速跟隨的過程中，主汽壓力、主汽溫度的最大動(dòng)態(tài)偏差可控制在0.35 MPa及5 ℃以內(nèi)，其他各項(xiàng)主要參數(shù)可穩(wěn)定運(yùn)行，同時(shí)AGC運(yùn)行的綜合性能指標(biāo)得到大幅提升，提高了機(jī)組的生產(chǎn)效益。