某電廠超超臨界機(jī)組控制系統(tǒng)優(yōu)化

第42頁，共41頁某電廠超超臨界機(jī)組控制系統(tǒng)優(yōu)化技術(shù)方案（V5.0）討論稿華北電力大學(xué)2009年11月25日

目錄1. 版本歷史 11.1版本5.0 11.2版本4.2 11.3版本3.0 11.4版本2.0 11.5版本1.0 12. 總體方案概述 12.1基本原則 22.2工程實(shí)施 23. 再熱汽溫控制系統(tǒng) 23.1IMC控制器 33.2燃燒器擺角擾動(dòng)試驗(yàn)及模型 43.3燃燒器擺角調(diào)節(jié)和減溫水調(diào)節(jié)聯(lián)合設(shè)計(jì)方案 53.4再熱汽溫?cái)嗬m(xù)調(diào)節(jié) 63.4.1控制器輸出指令脈寬調(diào)制 73.4.2控制器反饋信號(hào)脈寬調(diào)制 93.4.3控制器設(shè)定值與反饋信號(hào)的偏差死區(qū)非線性 123.4.4結(jié)論 134. 氧量軟測(cè)量 134.1基本原理 134.2工程實(shí)現(xiàn) 155. 在線性能監(jiān)視及運(yùn)行優(yōu)化 165.1DCS控制器中實(shí)現(xiàn)性能計(jì)算及監(jiān)視 165.2在線運(yùn)行優(yōu)化系統(tǒng) 175.2.1實(shí)現(xiàn)途徑 175.2.2在線性能計(jì)算及能損分析 175.2.3最佳真空及循環(huán)水泵啟停優(yōu)化 225.2.4最優(yōu)氧量定值及最佳主蒸汽壓力定值 246. 協(xié)調(diào)控制系統(tǒng) 266.1概述 266.2基于規(guī)則的智能控制方法（ICR） 286.2.1機(jī)爐控制器安全返回（ControllerRunback） 296.2.2基于主蒸汽壓力自然特性的滑壓曲線修正 316.3鍋爐動(dòng)態(tài)前饋補(bǔ)償回路(DDF) 346.4抗煤質(zhì)擾動(dòng)回路 366.5多變量魯棒控制器 386.5.1魯棒控制器的設(shè)計(jì) 386.5.2魯棒控制器的降階 396.5.3針對(duì)直流爐模型設(shè)計(jì)控制器 40國電諫壁電廠超超臨界機(jī)組控制系統(tǒng)優(yōu)化技術(shù)方案（V5.0），華北電力大學(xué)第42頁，共41頁版本歷史1.1版本5.0三聯(lián)會(huì)前提交的技術(shù)方案版本。針對(duì)4.2版本，主要修正如下：將各分散內(nèi)容合并在一個(gè)文檔中；正式的文檔。1.2版本4.22009年11月18日，在華北電力大學(xué)國際交流中心，舉行了某電廠超超臨界機(jī)組控制系統(tǒng)優(yōu)化方案討論會(huì)。參加討論會(huì)的有北京國電智深控制技術(shù)有限公司夏明，陳峰，王中勝等，以及華北電力大學(xué)曾德良，劉繼偉，謝謝等。會(huì)議討論了控制系統(tǒng)優(yōu)化方案。該版本技術(shù)方案內(nèi)容根據(jù)討論會(huì)的結(jié)論做了以下修改：去除ICR部分燃水比失衡及風(fēng)煤失衡，修正能量失衡控制策略；根據(jù)直流爐特點(diǎn)修改負(fù)荷速率提升回路；1.3版本3.02009年11月18日討論會(huì)前提交的方案。1.4版本2.0二聯(lián)會(huì)后，2009年10月27日，華北電力大學(xué)內(nèi)部討論會(huì)，討論超超臨界機(jī)組方案。1.5版本1.0一聯(lián)會(huì)提交的技術(shù)方案?？傮w方案概述根據(jù)華北電力大學(xué)和北京國電智深控制技術(shù)有限公司的協(xié)商，確定華北電力大學(xué)控制系統(tǒng)優(yōu)化方案的基本范圍，主要包括：協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)優(yōu)化；再熱汽溫控制系統(tǒng)；氧量軟測(cè)量；在線性能監(jiān)視及運(yùn)行優(yōu)化；2.1基本原則控制系統(tǒng)優(yōu)化主要遵循如下幾個(gè)基本原則：使用實(shí)用化的技術(shù)。新技術(shù)的應(yīng)用在系統(tǒng)調(diào)試前在仿真機(jī)上首先通過驗(yàn)證。使用能獲得明確效果的技術(shù)。如有可能，嘗試一些新新方法，但是必須做好安全措施。2.2工程實(shí)施三聯(lián)會(huì)提交設(shè)計(jì)方案，供各位專家討論可行性。三聯(lián)會(huì)確定方案后，按照確定的方案進(jìn)行組態(tài)工作。在仿真機(jī)上進(jìn)行仿真驗(yàn)證?，F(xiàn)場(chǎng)調(diào)試，投運(yùn)。再熱汽溫控制系統(tǒng)再熱汽溫控制采用燃燒器擺角和減溫水聯(lián)合控制。燃燒器擺角控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)為單回路控制系統(tǒng)，控制器采用IMC內(nèi)?？刂破鳎瑫r(shí)引入總風(fēng)量前饋信號(hào)和磨組合前饋信號(hào)。減溫水控制系統(tǒng)設(shè)計(jì)為串級(jí)控制系統(tǒng)。由于再熱噴水減溫器后導(dǎo)前區(qū)溫度容易進(jìn)入飽和區(qū)，因此在副回路引入導(dǎo)前區(qū)溫度是不可行的。設(shè)計(jì)的串級(jí)控制系統(tǒng)的副回路引入單側(cè)減溫水流量信號(hào)。燃燒器擺角控制回路的定值由操作人員給定。兩側(cè)噴水減溫控制回路的定值在聯(lián)合調(diào)節(jié)方式下由燃燒器擺角定值加上適當(dāng)?shù)钠毛@得。兩側(cè)噴水減溫器可以單獨(dú)投切手/自動(dòng)。燃燒器擺角控制回路也可以單獨(dú)投切手/自動(dòng)。SAMA圖參見附件1。3.1IMC控制器與采用再熱器減溫水調(diào)節(jié)再熱蒸汽溫度的控制系統(tǒng)相比，采用調(diào)整燃燒器擺角來控制再熱蒸汽溫度存在嚴(yán)重的滯后和慣性，采用普通PID已經(jīng)無法達(dá)到控制目的。項(xiàng)目中燃燒器擺角的自動(dòng)控制系統(tǒng)采用內(nèi)模控制（InternalModelControl，簡(jiǎn)稱IMC）。內(nèi)?？刂剖且环N基于過程數(shù)學(xué)模型進(jìn)行控制器設(shè)計(jì)的新型控制策略。具有設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單、控制性能好等優(yōu)點(diǎn)。內(nèi)?？刂圃诠I(yè)過程控制中已獲得成功應(yīng)用，體現(xiàn)出在控制系統(tǒng)穩(wěn)定性和魯棒性的優(yōu)勢(shì)。內(nèi)?？刂七€與許多其他控制算法，諸如動(dòng)態(tài)矩陣控制（DMC）、模型算法控制（MAC）、線性二次型最優(yōu)控制（LQOC）等之間存在很大的內(nèi)在關(guān)系，尤其是多變量內(nèi)?？刂瓶梢灾苯诱{(diào)整閉環(huán)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能，并對(duì)模型誤差具有良好的魯棒性。內(nèi)?？刂频幕窘Y(jié)構(gòu)框圖如圖1所示。圖中，F(xiàn)(s)為濾波器，一般為一階慣性環(huán)節(jié)，G'(s)為估計(jì)模型。圖SEQ圖\*ARABIC1IMC內(nèi)?？刂破鹘Y(jié)構(gòu)如果估計(jì)模型準(zhǔn)確，即G'(s)＝G(s)，且沒有外界擾動(dòng)，則模型的輸出與過程的輸出相等，此時(shí)反饋信號(hào)為零。這樣，在忽略模型不確定性和無未知輸入的條件下，內(nèi)模控制系統(tǒng)具有開環(huán)結(jié)構(gòu)。這就清楚地表明，對(duì)開環(huán)穩(wěn)定的過程而言，反饋的目的是克服過程的不確定性。也就是說，如果過程和過程輸入都完全清楚，只需要前饋（開環(huán)）控制，而不需要反饋（閉環(huán)）控制。事實(shí)上，在工業(yè)過程控制中，克服擾動(dòng)是控制系統(tǒng)的主要任務(wù)，而模型不確定性也是難免的。圖1中d(s)反映了過程模型的不確定性和擾動(dòng)的影響，從而構(gòu)成了閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)。內(nèi)?？刂频闹饕再|(zhì)：對(duì)偶穩(wěn)定、理想控制和零穩(wěn)態(tài)偏差。IMC系統(tǒng)的這一零穩(wěn)態(tài)偏差特性表明：IMC系統(tǒng)本身具有偏差積分作用，無需在內(nèi)?？刂破髟O(shè)計(jì)時(shí)引入積分環(huán)節(jié)。內(nèi)?？刂婆c傳統(tǒng)反饋控制比較其主要優(yōu)點(diǎn)為：容易獲得良好的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，同時(shí)也能兼顧穩(wěn)定性和魯棒性。在工業(yè)過程中，簡(jiǎn)單的PID控制可以解決約90%的控制問題，然而對(duì)于強(qiáng)耦合多變量過程、強(qiáng)非線性過程和大時(shí)滯過程，常規(guī)PID控制難以得到滿意的控制效果。PID控制器的各種優(yōu)化設(shè)計(jì)方法和參數(shù)整定方法已成為解決上述過程控制問題的一種途徑。采用內(nèi)?？刂圃砜梢蕴岣逷ID控制器的設(shè)計(jì)水平。與經(jīng)典PID控制相比，內(nèi)?？刂苾H有一個(gè)整定參數(shù)，參數(shù)調(diào)整與系統(tǒng)動(dòng)態(tài)品質(zhì)和魯棒性的關(guān)系比較明確，而且設(shè)計(jì)方法簡(jiǎn)單、調(diào)節(jié)性能好、魯棒性強(qiáng)并能消除不可測(cè)干擾的影響，較適用于時(shí)滯系統(tǒng)的控制。3.2燃燒器擺角擾動(dòng)試驗(yàn)及模型選擇典型的負(fù)荷區(qū)間，停吹灰，做燃燒器擺角擾動(dòng)試驗(yàn)。通常是正向擺動(dòng)，穩(wěn)定后負(fù)向相同幅度擺動(dòng)，分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)。為辨識(shí)方便，把再熱器出口平均溫度和燃燒器擺角放在一個(gè)曲線中加以比較，可以找到合適的辨識(shí)數(shù)據(jù)。參見下圖。圖SEQ圖\*ARABIC2再熱器出口溫度及燃燒器擺角經(jīng)辨識(shí)，對(duì)象模型可以被描述如下：遲延時(shí)間：80秒，比例系數(shù)K=0.1863，為2階模型，時(shí)間常數(shù)為51S。，則可以描述為傳遞函數(shù)：仿真結(jié)果如下圖所示。紅色曲線為模型的響應(yīng)曲線，藍(lán)色曲線為實(shí)際溫度曲線。圖SEQ圖\*ARABIC3再熱汽溫及模型響應(yīng)該模型比較好地逼近了實(shí)際對(duì)象的響應(yīng)曲線。試驗(yàn)獲得的模型用于確定IMC控制器的預(yù)估模型。在調(diào)試之前，將IMC控制器的濾波器常數(shù)設(shè)置為大于慣性時(shí)間常數(shù)和純遲延時(shí)間之和。3.3燃燒器擺角調(diào)節(jié)和減溫水調(diào)節(jié)聯(lián)合設(shè)計(jì)方案再熱汽溫采用燃燒器擺角和減溫水聯(lián)合調(diào)節(jié)，盡可能降低減溫水流量，以提高鍋爐燃燒經(jīng)濟(jì)性。燃燒器擺角控制根據(jù)再熱汽溫和再熱汽溫設(shè)定值，采用IMC控制器進(jìn)行控制，同時(shí)，將磨組合作為前饋信號(hào)。當(dāng)任一側(cè)再熱器減溫水流量大于5噸、燃燒器擺角上擺至70°、再熱汽溫偏差超過3°，則燃燒器擺角控制器閉鎖增。當(dāng)燃燒器擺角下擺至20°、再熱汽溫偏差超過3°，則燃燒器擺角控制器閉鎖減。再熱器減溫水的設(shè)定值根據(jù)再熱汽溫的變化率和燃燒器擺角的位置設(shè)定，當(dāng)再熱汽溫變化率小，燃燒器擺角未為處于上下限時(shí)，減溫水流量設(shè)定值較小，此時(shí)，燃燒器擺角作為再熱汽溫的主要控制手段。當(dāng)再熱汽溫快速變化，或者燃燒器已處于最高或者最低處時(shí)，減溫水流量增加，減溫水對(duì)再熱汽溫的控制能力增強(qiáng)，以輔助燃燒器擺角進(jìn)行控制。當(dāng)燃燒器擺角處于自動(dòng)控制時(shí)，控制站采用IMC控制器的輸出作為控制量，當(dāng)任一側(cè)再熱汽溫、熱汽溫平均值測(cè)點(diǎn)出現(xiàn)品質(zhì)壞或失去任一火檢，燃燒器擺角控制切為手動(dòng)，IMC控制器設(shè)定值跟蹤再熱汽溫平均值。當(dāng)出現(xiàn)MFT時(shí)，燃燒器擺角強(qiáng)制擺動(dòng)到一固定位置。當(dāng)燃燒器擺角控制處于自動(dòng)狀態(tài)且再熱減溫水控制也處于自動(dòng)狀態(tài)時(shí)，PID控制器的設(shè)定值采用減溫水手操站給出的設(shè)定值，當(dāng)再熱減溫水處于手動(dòng)狀態(tài)，PID控制器的設(shè)定值跟蹤再熱汽溫度。當(dāng)出現(xiàn)MFT時(shí)，減溫水強(qiáng)制為一常數(shù)。3.4再熱汽溫?cái)嗬m(xù)調(diào)節(jié)根據(jù)盤山電廠的經(jīng)驗(yàn)，再熱汽溫控制處于自動(dòng)狀態(tài)時(shí)，燃燒器擺角大部分時(shí)間處于其允許的最高位置或者最低位置，出現(xiàn)類似于積分飽和的現(xiàn)象。究其根源，是因?yàn)樵贌崞麥氐拇笱舆t，大滯后的對(duì)象特性引起的。針對(duì)這一類對(duì)象，我們認(rèn)為，采用斷續(xù)調(diào)節(jié)手段，可以達(dá)到降低燃燒器擺動(dòng)頻率、改善控制品質(zhì)的目的。再熱汽溫?cái)嗬m(xù)調(diào)節(jié)的方式有以下三種：1.IMC控制器輸出指令脈寬調(diào)制，即輸出指令的變化未達(dá)到某一閾值時(shí)，保持指令不變，直到其超出閾值后將指令送出；2.IMC控制器反饋信號(hào)脈寬調(diào)制，即控制器反饋信號(hào)的變化未達(dá)到某一閾值時(shí)，控制器的反饋信號(hào)保持不變，直到其超過閾值后將反饋送入控制器；3.IMC控制器設(shè)定值與反饋信號(hào)的偏差死區(qū)非線性，即控制器的設(shè)定值與反饋信號(hào)的偏差處于死區(qū)時(shí)，控制器不動(dòng)作，直到其偏差超出死區(qū)閾值，控制器方發(fā)出控制信號(hào)。為了比較三者的控制效果，采用Simulink進(jìn)行仿真，其中，再熱汽溫的傳遞函數(shù)采用：0.186350s+12e-80s，內(nèi)?？刂破髦?，對(duì)象的傳遞函數(shù)采用：首先，需要對(duì)控制器參數(shù)進(jìn)行整定，IMC控制器需要設(shè)置濾波器參數(shù)，如圖所示，根據(jù)ITAE的變化規(guī)律，濾波參數(shù)采用125可以達(dá)到最好的控制效果。圖SEQ圖\*ARABIC4不同濾波器參數(shù)下ITAE指標(biāo)圖SEQ圖\*ARABIC5濾波器參數(shù)為125對(duì)象響應(yīng)斷續(xù)調(diào)節(jié)方式仿真實(shí)現(xiàn)：圖SEQ圖\*ARABIC6斷續(xù)調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)方式3.4.1控制器輸出指令脈寬調(diào)制控制器輸出指令脈寬調(diào)制，即輸出指令的變化未達(dá)到某一閾值時(shí)，保持指令不變，直到其超出閾值后將指令送出。此時(shí)相當(dāng)于在系統(tǒng)中引入一滯環(huán)，有可能引起系統(tǒng)的震蕩。此外，由于閾值的存在，燃燒器擺角不能精確調(diào)整，同樣也會(huì)對(duì)再熱汽溫的控制品質(zhì)產(chǎn)生影響。通過下圖可以看出，隨著擺角閾值逐漸增加，再熱汽溫穩(wěn)態(tài)偏差增加。而閾值較小的時(shí)候，穩(wěn)態(tài)偏差較小。從控制器輸出看，閾值越大，燃燒器擺角動(dòng)作頻率越低，同時(shí)，控制器輸出往復(fù)震蕩的次數(shù)也越少。圖SEQ圖\*ARABIC7燃燒器擺角不同閾值下再熱汽溫響應(yīng)圖SEQ圖\*ARABIC8燃燒器擺角不同閾值下控制器輸出此外，由于采用了斷續(xù)控制，可以認(rèn)為這間接改變了對(duì)象的實(shí)際物理特性，需要重新整定IMC控制器。圖SEQ圖\*ARABIC9濾波器參數(shù)為125（上）、135（下）時(shí)控制器輸出圖SEQ圖\*ARABIC10不同濾波器參數(shù)下再熱汽溫響應(yīng)如圖所示，當(dāng)燃燒器擺角閾值為5^o時(shí)，IMC控制器的濾波參數(shù)從125增加到135，燃燒器擺角動(dòng)作頻率降低，且再熱汽溫超調(diào)降低，而調(diào)節(jié)時(shí)間延長。因此，采用控制器輸出側(cè)斷續(xù)控制，需要較低的燃燒器擺角閾值，在此模型下，閾值不能超過5°，否則，會(huì)使系統(tǒng)響應(yīng)震蕩。同時(shí)，在增加斷續(xù)控制后，能重新整定控制器參數(shù)，可以提高控制品質(zhì)。3.4.2控制器反饋信號(hào)脈寬調(diào)制控制器反饋信號(hào)脈寬調(diào)制，即控制器反饋信號(hào)的變化未達(dá)到某一閾值時(shí)，控制器的反饋信號(hào)保持不變，直到其超過閾值后將反饋送入控制器。圖SEQ圖\*ARABIC11反饋信號(hào)不同閾值下再熱汽溫響應(yīng)圖SEQ圖\*ARABIC12反饋信號(hào)不同與之下控制器輸出圖SEQ圖\*ARABIC13原始反饋信號(hào)及脈寬調(diào)制后的反饋信號(hào)圖中顯示了再熱汽溫閾值從0.1°上升到1°，再熱汽溫階躍響應(yīng)的變化，可以看出，當(dāng)閾值較低的時(shí)候，再熱汽溫控制動(dòng)態(tài)偏差較小，且調(diào)節(jié)時(shí)間短，當(dāng)閾值增加后，再熱汽溫動(dòng)態(tài)偏差明顯增加且調(diào)節(jié)時(shí)間增長。執(zhí)行機(jī)構(gòu)輸出可以看出，燃燒器擺角不斷出現(xiàn)階躍變化，這是由于再熱汽溫的變化在死區(qū)內(nèi)，由于偏差的存在，會(huì)使燃燒器擺角不斷向著修正誤差的方向運(yùn)動(dòng)，當(dāng)控制器反饋信號(hào)的汽溫變化超過閾值時(shí)候，由于偏差階躍變化，導(dǎo)致控制器輸出同樣階躍變化，最終產(chǎn)生如圖的控制輸出。與前述類似，增加斷續(xù)控制相當(dāng)于間接改變對(duì)象特性，因此，在增加斷續(xù)控制后，重新整定控制器參數(shù)，可以改善控制效果。如圖所示，當(dāng)再熱汽溫閾值設(shè)為0.5°時(shí)，改變?yōu)V波器參數(shù)，ITAE指標(biāo)如下所示。圖SEQ圖\*ARABIC14ITAE指標(biāo)與濾波器參數(shù)關(guān)系可以看出，當(dāng)濾波器參數(shù)從125變?yōu)?35后，可以看出，超調(diào)量降低，穩(wěn)態(tài)偏差減小。圖SEQ圖\*ARABIC15不同濾波參數(shù)下再熱汽溫響應(yīng)圖SEQ圖\*ARABIC16不同濾波參數(shù)下控制器輸出因此，采用控制器輸入側(cè)斷續(xù)控制，需要較低的反饋信號(hào)閾值，同時(shí)，在增加斷續(xù)控制后，能重新整定控制器參數(shù)，可以提高控制品質(zhì)。3.4.3控制器設(shè)定值與反饋信號(hào)的偏差死區(qū)非線性IMC控制器設(shè)定值與反饋信號(hào)的偏差死區(qū)非線性，即控制器的設(shè)定值與反饋信號(hào)的偏差處于死區(qū)內(nèi)時(shí)，控制器不動(dòng)作，直到其偏差超出死區(qū)閾值，控制器方發(fā)出控制信號(hào)。下圖顯示了當(dāng)偏差死區(qū)分別為0.1C^o、0.5C^o和1C^o時(shí)，模型的響應(yīng)以及控制器的輸出。從圖中可以看出，模型的靜態(tài)偏差隨著死區(qū)的增加而增加，控制效果的優(yōu)略主要取決于死區(qū)的大小。圖SEQ圖\*ARABIC17不同死區(qū)下再熱汽溫響應(yīng)圖SEQ圖\*ARABIC18不同死區(qū)下控制器輸出3.4.4結(jié)論通過比較三種控制策略的仿真結(jié)果，我們發(fā)現(xiàn)，采用控制器輸出指令脈寬調(diào)制可以達(dá)到更好的控制效果，當(dāng)閾值設(shè)置合適時(shí)，其穩(wěn)態(tài)誤差較低，燃燒器擺角動(dòng)作頻率明顯降低。氧量軟測(cè)量4.1基本原理相關(guān)SAMA圖參見附件2。鍋爐煙氣含氧量直接反應(yīng)鍋爐燃燒過程的風(fēng)煤配比，是關(guān)系燃燒經(jīng)濟(jì)性的一個(gè)重要指標(biāo)，也是鍋爐熱工自動(dòng)化中重要的被控參數(shù)。目前大型鍋爐大多數(shù)采用內(nèi)置式氧化鋯氧量計(jì)測(cè)量鍋爐排煙氧量，但使用情況并不太理想，存在的主要問題是：故障率高。主要故障包括：飛灰磨損，堵灰，鉑電極中毒或剝離脫落，電加熱器損壞等。測(cè)量精度低。受傳感器本身精度，煙氣含氧量分布不均勻，安裝處漏風(fēng)等因素的影響，測(cè)量精度不容易保證，綜合誤差在2%O2左右。動(dòng)態(tài)特性差。氧化鋯氧量計(jì)是利用濃差電池的原理工作的，氧分子在氧化鋯電介質(zhì)內(nèi)有一個(gè)滲透的過程，造成測(cè)量滯后大。為了減少飛灰磨損，許多氧量計(jì)探頭加裝陶瓷保護(hù)套管，但這樣又增加了堵灰的可能性和增加了測(cè)量滯后。檢修，維護(hù)，校驗(yàn)困難。大型鍋爐排煙含氧量軟測(cè)量，嘗試提供一種成本低、精度高、動(dòng)態(tài)特性好、可靠性高的大型鍋爐排煙含氧量的測(cè)量方法，該方法主要分成如下幾個(gè)步驟：原始數(shù)據(jù)及其校準(zhǔn)軟測(cè)量用到的原始數(shù)據(jù)包括：主蒸汽溫度，主蒸汽壓力，給水溫度，主蒸汽流量，再熱汽溫，再熱汽壓，高排溫度，高排汽壓，排煙溫度，冷風(fēng)溫度，總風(fēng)量，給水流量，泵出口溫度，油流量，總煤量，機(jī)組功率。其中總風(fēng)量需要校核到一個(gè)大氣壓下0攝氏度。校核煤空氣熱量比主要根據(jù)當(dāng)前煤種的成分?jǐn)?shù)據(jù)，計(jì)算煤空氣熱量比。國內(nèi)大多數(shù)煤種選用0.27作為校核煤空氣熱量比，特殊煤種需要校核計(jì)算。計(jì)算燃料燃燒產(chǎn)生的熱量燃料在鍋爐燃燒產(chǎn)生的總熱量等于鍋爐有效吸熱量，排煙焓，散熱損失焓及鍋爐其它損失焓之和。上述兩個(gè)式子定義了鍋爐有效吸熱量和排煙焓。式中，qs為過熱蒸汽流量，qr為再熱蒸汽流量，如果無法取得再熱蒸汽流量，則取主蒸汽流量和再熱蒸汽流量之比的設(shè)計(jì)值用于計(jì)算再熱蒸汽流量。hw為給水焓，hs為過熱蒸汽焓。hr為再熱蒸汽焓，hl為高壓缸排氣焓。Kl為爐膛漏風(fēng)系數(shù)，Va為總風(fēng)量，Cg為煙氣平均定壓比熱，tp為排煙溫度，t0為冷風(fēng)溫度。計(jì)算動(dòng)態(tài)熱量根據(jù)鍋爐的蓄熱能力計(jì)算動(dòng)態(tài)熱量。計(jì)算方法為燃料燃燒產(chǎn)生的熱量基礎(chǔ)上加上蓄熱。在直流爐可以認(rèn)為是蒸汽管道的蓄能。計(jì)算鍋爐排煙氧量計(jì)算原理請(qǐng)參見下圖：圖SEQ圖\*ARABIC19氧量軟測(cè)量計(jì)算原理4.2工程實(shí)現(xiàn)具體工程實(shí)現(xiàn)請(qǐng)參見附件二，氧量軟測(cè)量SAMA圖。工程實(shí)施時(shí)，將擬定組態(tài)參數(shù)調(diào)整說明書，并制定氧量軟測(cè)量的定期校核說明書。初期的氧量軟測(cè)量主要完成如下功能：實(shí)現(xiàn)高精度，全工況的氧量軟測(cè)量；提交數(shù)據(jù)分析報(bào)告，以及參數(shù)調(diào)整技術(shù)方案。氧量軟測(cè)量數(shù)據(jù)用于畫面冗余顯示，并提供與常規(guī)氧量計(jì)偏差報(bào)警功能。未來的氧量軟測(cè)量主要完成如下功能：提請(qǐng)電科院試驗(yàn)測(cè)試氧量軟測(cè)量的精度和全工況特點(diǎn)；在電科院測(cè)試報(bào)告基礎(chǔ)上進(jìn)一步提供詳盡的分析報(bào)告，作為氧量軟測(cè)量閉環(huán)接入的依據(jù)。在分析氧量軟測(cè)量動(dòng)態(tài)超前的前提下，進(jìn)一步優(yōu)化燃燒系統(tǒng)。在線性能監(jiān)視及運(yùn)行優(yōu)化5.1DCS控制器中實(shí)現(xiàn)性能計(jì)算及監(jiān)視作為氧量軟測(cè)量的副產(chǎn)品，在DCS中直接計(jì)算出鍋爐各項(xiàng)損失，鍋爐效率，鍋爐總熱量，發(fā)電效率以及發(fā)電煤耗等重要經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)。在DCS中實(shí)現(xiàn)其他重要設(shè)備的指標(biāo)定義以及計(jì)算，可能包括的主要內(nèi)容：重要風(fēng)機(jī)安全區(qū)監(jiān)測(cè)引風(fēng)機(jī)失速監(jiān)測(cè)及預(yù)警。重要輔機(jī)經(jīng)濟(jì)性監(jiān)測(cè)磨煤機(jī)制粉單耗計(jì)算及監(jiān)測(cè)。5.2在線運(yùn)行優(yōu)化系統(tǒng)5.2.1實(shí)現(xiàn)途徑在DCS中實(shí)現(xiàn)在線運(yùn)行優(yōu)化系統(tǒng)，需要具備如下幾個(gè)條件：在線運(yùn)行優(yōu)化系統(tǒng)的運(yùn)行環(huán)境具備獲得全廠多個(gè)機(jī)組實(shí)時(shí)及歷史數(shù)據(jù)的能力；DCS應(yīng)該具備虛擬DCS技術(shù)，且具備虛擬DCS和DCS控制器中同步數(shù)據(jù)的能力。穩(wěn)定可靠的計(jì)算引擎。成熟可靠的運(yùn)行優(yōu)化技術(shù)。本次項(xiàng)目需要在智深DCS系統(tǒng)中，設(shè)計(jì)能夠?qū)崿F(xiàn)此功能的硬件、網(wǎng)絡(luò)及平臺(tái)軟件環(huán)境。具備了這樣的環(huán)境，就具備了實(shí)現(xiàn)在線優(yōu)化、閉環(huán)優(yōu)化的前提。在此基礎(chǔ)上，可以逐步實(shí)現(xiàn)以節(jié)能為目標(biāo)的運(yùn)行優(yōu)化，以節(jié)能和環(huán)保為目標(biāo)的燃燒優(yōu)化，以控制系統(tǒng)品質(zhì)為目標(biāo)的控制優(yōu)化。5.2.2在線性能計(jì)算及能損分析資料表明，國內(nèi)的研究在兩個(gè)方面存在致命弱點(diǎn)。一是在線監(jiān)測(cè)機(jī)組能耗率時(shí)，以主蒸汽流量或給水流量為重要的被測(cè)參數(shù)，由于流量儀表測(cè)量誤差較大，在線監(jiān)測(cè)系統(tǒng)運(yùn)行煤耗率也較大。二是進(jìn)行煤耗偏差分析時(shí)采用等效焓降法或循環(huán)函數(shù)法等，這些方法只適用于通流參數(shù)達(dá)到額定參數(shù)時(shí)的系統(tǒng)靜態(tài)分析，對(duì)于通流參數(shù)變化對(duì)煤耗率的影響偏差計(jì)算無能為力。在建立模型方面，針對(duì)以上問題進(jìn)行了研究和改進(jìn)，并使用先進(jìn)的開發(fā)環(huán)境、技術(shù)，開發(fā)出先進(jìn)的系統(tǒng)。重點(diǎn)解決三個(gè)技術(shù)問題。(1)摒棄以主蒸汽流量為主要參數(shù)的能耗率指標(biāo)計(jì)算方法，利用系統(tǒng)中眾多的壓力、溫度參數(shù)以及國際水蒸氣性質(zhì)計(jì)算公式進(jìn)行系統(tǒng)熱力計(jì)算，使在線的能耗率指標(biāo)準(zhǔn)確可靠。(2)由于汽輪機(jī)尾部工質(zhì)處于濕飽和蒸汽狀態(tài)，而目前實(shí)用的濕度測(cè)量儀表尚無開發(fā)產(chǎn)品，因此要研究汽輪機(jī)尾部（末一、二級(jí)）變工況問題。本項(xiàng)目在計(jì)算低壓缸末級(jí)排汽焓時(shí)引入了改進(jìn)型弗留格爾公式，用它來進(jìn)行排汽焓的計(jì)算，結(jié)果精度已經(jīng)達(dá)到實(shí)用要求。關(guān)于弗留格爾公式的改進(jìn)也于2002年在《中國科學(xué)》上發(fā)表。(3)能耗影響偏差分布的研究。即使在線能耗率以及總能耗偏差（在線值與設(shè)計(jì)值之差）準(zhǔn)確，但是由于原因復(fù)雜（設(shè)備運(yùn)行原因可高達(dá)三十多項(xiàng)），各項(xiàng)原因又彼此相互關(guān)聯(lián)，影響。因此有可能產(chǎn)生能耗偏差的重疊，漏算現(xiàn)象，使得各項(xiàng)原因產(chǎn)生的能耗偏差之和與計(jì)算的總能耗偏差不符。本項(xiàng)目在進(jìn)行耗差分析時(shí)，引入系統(tǒng)工程的分析方法，預(yù)期達(dá)到的經(jīng)濟(jì)指標(biāo)為在線能耗率指標(biāo)準(zhǔn)確度大于99％，單項(xiàng)原因能耗率偏差指標(biāo)準(zhǔn)確度大于95％，總能耗偏差與單項(xiàng)原因偏差之和誤差不低于90％。主要的計(jì)算步驟如下所示：鍋爐效率glxl:=100-q2-q3-q4-q5-q6;q4=；為灰分，為飛灰和灰渣中灰量占入爐煤總灰量的份額，為飛灰、灰渣含碳量，為鍋爐輸入熱量；為收到基低位發(fā)熱量，為煤的比熱，為煤的溫度（一般取環(huán)境溫度）為外來空氣帶入的熱量；q2=；為排煙焓，為冷空氣焓；q3=（Qco+Qch4+Qh2）/Qr；Qco，Qch4，Qh2為煙氣中CO、CH4、H2的熱量q5=q5d*Ngd/Ngq5d=0.17（參見鍋爐說明書），Ngd—額定負(fù)荷，Ng—當(dāng)前負(fù)荷；q6:=*(0.15*(chdz*600)+0.95*(chfh*tpy))/;chdz,chfh分別是大渣，飛灰的比熱，tpy為排煙溫度，取排出的灰渣溫度為6000C汽輪機(jī)效率機(jī)組汽水分布方程整個(gè)機(jī)組的汽水分布是由系統(tǒng)的熱力學(xué)狀態(tài)參數(shù)（溫度、壓力）和相對(duì)獨(dú)立的小汽水流量的確定。記第i級(jí)抽汽量為Di、抽汽比焓為hi、第i號(hào)加熱器出口水比焓為hwi、疏水比焓為hdi、其它各處汽、水比焓下標(biāo)原則上與附圖中所示流量的下標(biāo)對(duì)應(yīng)。此外，為敘述方便、結(jié)果簡(jiǎn)潔還定義了以下術(shù)語：抽汽放熱量對(duì)于疏水自流面式加熱器qi=hi-hdi對(duì)于匯集式加熱器qi=hi–hw(i＋1)疏水放熱量對(duì)于疏水自流面式加熱器γi=hd(i-1)-hdi對(duì)于匯集式加熱器γi=hd(i-1)–hw(i+1)給水比焓升τi=hwi–hw(i+1)給水泵焓升(指泵出口水和進(jìn)口水的比焓差)τp系統(tǒng)功率方程系統(tǒng)吸熱方程以上方程僅為示例，并非針對(duì)于當(dāng)前電廠的熱力特性yii:=W/Qb其中w與Qb是通過汽水分布方程，吸熱量方程和功率方程計(jì)算而得（汽水分布方程，吸熱量方程和功率方程的解法參見《性能計(jì)算及能損分析模塊計(jì)算說書》）汽輪機(jī)熱耗q:=3600/(yii*ym*yg)ym為機(jī)械效率yg為發(fā)電機(jī)效率汽輪機(jī)汽耗d:=3600*D0/NgD0為主汽流量通過汽水分布方程算得，Ng為實(shí)際負(fù)荷發(fā)電煤耗bs:=q/(7*4.1868*glxl)q為汽輪機(jī)熱耗glxl為鍋爐效率供電煤耗bsn:=bs/(1-y_cydL/100)y_cydL為廠用電率發(fā)電廠用電率(%)=發(fā)電廠用電/發(fā)電×100%A=發(fā)電-上網(wǎng)電-（1#廠高變+2#廠高變）1#機(jī)組廠用電=1#廠高變+A/22#機(jī)組廠用電=2#廠高變+A/21號(hào)廠用電率=（1#廠高變+A/2）/1號(hào)發(fā)電2號(hào)廠用電率=（2#廠高變+A/2）/2號(hào)發(fā)電高壓缸效率計(jì)算P0—主蒸汽壓力jqys_H—高壓缸進(jìn)汽壓損T0—主蒸汽溫度p2—2抽壓力T2—2抽溫度根據(jù)水蒸汽熱力特性由{P0*(1-jqys_H)，T0}求出進(jìn)口蒸汽焓h_jk，進(jìn)而求出進(jìn)口蒸汽熵s，然后求出等熵出口焓h_s；又由{p2，T2}求出口蒸汽焓h_ck，則高壓缸效率y:=(h_jk-h_ck)/(h_jk-h_s)。中壓缸效率計(jì)算Prh—再熱蒸汽壓力jqys_I—中壓缸進(jìn)汽壓損Trh—再熱蒸汽溫度P4—4抽壓力T4—4抽溫度根據(jù)水蒸汽熱力特性由{Prh*(1-jqys_I)，Trh}求出進(jìn)口蒸汽焓h_jk，進(jìn)而求出進(jìn)口蒸汽熵s，然后求出等熵出口焓h_s；又由{p4，T4}求出口蒸汽焓h_ck，則中壓缸效率y:=(h_jk-h_ck)/(h_jk-h_s)。低壓缸效率計(jì)算P4—4抽壓力jqys_L—中壓缸進(jìn)汽壓損T4—4抽溫度Pc—排汽壓力hc—排汽焓根據(jù)水蒸汽熱力特性由{P4*(1-jqys_L)，T4}求出進(jìn)口蒸汽焓h_jk，進(jìn)而求出進(jìn)口蒸汽熵s，然后求出等熵出口焓h_s；根據(jù)計(jì)算得出的排汽焓hc，則低壓缸效率y:=(h_jk-hc)/(h_jk-h_s)加熱器上端差加熱器進(jìn)汽壓力對(duì)應(yīng)的飽和溫度與其出口水溫的差值。凝汽器過冷度排汽壓力對(duì)應(yīng)的飽和溫度與凝結(jié)水溫度之差。目標(biāo)值的計(jì)算主蒸汽溫度、主蒸汽壓力、再熱蒸汽溫度、再熱蒸汽壓力、排汽壓力、高中低壓缸效率的目標(biāo)值是根據(jù)汽輪機(jī)熱力特性通過變工況計(jì)算而得。能損分析當(dāng)前運(yùn)行狀態(tài)可以看作是系統(tǒng)由設(shè)計(jì)工況經(jīng)一系列擾動(dòng)得到的，因而可以按一定順序逐漸解除擾動(dòng)。每解除一個(gè)擾動(dòng)仍要進(jìn)行變工況計(jì)算。擾動(dòng)解除后，計(jì)算其能耗率。解除前后能耗率之差即為該項(xiàng)擾動(dòng)造成的能耗差。擾動(dòng)全部解除后，當(dāng)前狀態(tài)變?yōu)閼?yīng)達(dá)工況狀態(tài)。計(jì)算出的各項(xiàng)能耗差之和即為當(dāng)前工況與應(yīng)達(dá)工況之間的總能耗差。如前所述，對(duì)系統(tǒng)或某些設(shè)備用順序擾動(dòng)解除法進(jìn)行能損分析與等效焓降法完全相同，對(duì)汽輪機(jī)通流部分和凝汽器以及運(yùn)行條件和運(yùn)行方式，用順序擾動(dòng)解除法進(jìn)行能損分析可準(zhǔn)確得到運(yùn)行條件、運(yùn)行方式、汽輪機(jī)和凝汽器故障對(duì)能耗的影響。該方法保證了能損原因查找率和單項(xiàng)能損偏差準(zhǔn)確度。5.2.3最佳真空及循環(huán)水泵啟停優(yōu)化循環(huán)水泵是火電廠中耗電量較大的輔機(jī)之一，它消耗的電能約占廠總發(fā)電量的1%~1．5%。循環(huán)水泵的運(yùn)行方式對(duì)凝汽器真空和廠用電率等指標(biāo)影響較大，因此，在一定環(huán)境及汽輪機(jī)負(fù)荷條件下，確定循環(huán)水泵最優(yōu)運(yùn)行方式，保證凝汽器在最佳真空下工作，是提高電廠運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性的重要措施。針對(duì)利用凝汽器變工況計(jì)算凝汽器壓力估計(jì)值時(shí)存在的問題，本方案的優(yōu)勢(shì)在于，基于換熱器的換熱理論提出了一種新的計(jì)算凝汽器壓力估計(jì)值的方法。同時(shí)考慮冷卻塔對(duì)循環(huán)水入口溫度的影響，計(jì)算相同環(huán)境條件、不同循環(huán)水泵運(yùn)行方式下的循環(huán)水入口溫度，確定出了循環(huán)水泵的最優(yōu)運(yùn)行方式。該項(xiàng)目的實(shí)施可以在外界環(huán)境變化后進(jìn)行實(shí)時(shí)平衡計(jì)算，并得到當(dāng)前條件下的最佳真空，并確定最優(yōu)的循環(huán)水泵運(yùn)行方式。實(shí)際測(cè)算，一個(gè)擁有兩臺(tái)600MW機(jī)組的電廠，采用兩機(jī)兩泵，兩機(jī)三泵，兩機(jī)四泵三種運(yùn)行方式，經(jīng)過系統(tǒng)優(yōu)化后選擇合理的運(yùn)行方式，節(jié)能效果顯著。以月平均發(fā)電負(fù)荷為420MW計(jì)算，發(fā)電煤耗節(jié)約1克/千瓦時(shí)，每年節(jié)約煤炭3600噸，獲得的直接經(jīng)濟(jì)效益280萬元（按年運(yùn)行6000小時(shí)、煤價(jià)800元/噸計(jì)算）。汽輪機(jī)功率增量與循環(huán)水泵耗功率增量的平衡計(jì)算確定循環(huán)水泵在不同運(yùn)行方式下的工作點(diǎn)，可得其相應(yīng)的軸功率：式中，Q為循環(huán)水流量；ρ為循環(huán)水的密度；g為重力加速度；H為泵的揚(yáng)程；為泵的總效率。計(jì)算循環(huán)水泵由2機(jī)2泵切換到2機(jī)3泵和2機(jī)4泵運(yùn)行方式時(shí)的循環(huán)水泵耗功率增量△PP2223、△PP2224。計(jì)算出循環(huán)水泵在三種運(yùn)行方式下的凝汽器壓力估計(jì)值，根據(jù)低壓缸排汽壓力對(duì)汽輪機(jī)功率的修正曲線（汽輪機(jī)熱力特性計(jì)算說明書），可得相應(yīng)的汽輪機(jī)功率，并計(jì)算出循環(huán)水泵由2機(jī)2泵切換到2機(jī)3泵和2機(jī)4泵運(yùn)行方式下的汽輪機(jī)功率增量△PT2223、△PT2224。循環(huán)水泵由2機(jī)2泵切換到2機(jī)3泵和2機(jī)4泵運(yùn)行方式時(shí)的汽輪機(jī)功率增量與循環(huán)水泵耗功率增量之差分別為：(14)當(dāng)△P2223和△P2224同時(shí)為負(fù)值時(shí)，2機(jī)2泵最優(yōu)；其它情況下，值較大的對(duì)應(yīng)的運(yùn)行方式最優(yōu)。凝汽器壓力估計(jì)值算法凝汽器正常運(yùn)行時(shí)，其壓力可由其對(duì)應(yīng)的飽和蒸汽溫度確定。由經(jīng)驗(yàn)公式可得凝汽器壓力[9]：式中，ts為凝汽器內(nèi)的飽和蒸汽溫度。凝汽器壓力估計(jì)算法主要由三個(gè)不同于常規(guī)方法的算法組成：基于換熱能傳遞的凝汽器壓力估計(jì)算法；低壓缸排氣焓的精確算法；循環(huán)水溫度在循環(huán)水泵不同運(yùn)行方式下的估計(jì)算法。5.2.4最優(yōu)氧量定值及最佳主蒸汽壓力定值火電機(jī)組運(yùn)行優(yōu)化是提高熱力設(shè)備乃至整個(gè)電廠效率的重要手段，涉及多個(gè)領(lǐng)域的問題，是一項(xiàng)復(fù)雜的系統(tǒng)工程。運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值反映當(dāng)前運(yùn)行工況條件下機(jī)組所能達(dá)到的最佳參數(shù)與工況，為運(yùn)行人員提供機(jī)組在特定負(fù)荷及外部條件下的最優(yōu)運(yùn)行方式和參數(shù)控制。只有在正確確定優(yōu)化目標(biāo)值后，才能計(jì)算主要運(yùn)行參數(shù)偏離最優(yōu)值所造成的各項(xiàng)經(jīng)濟(jì)損失，從而為電廠經(jīng)濟(jì)運(yùn)行、操作指導(dǎo)與節(jié)能改造提供理論指引，因此合理確定參數(shù)的運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值，具有十分重要的意義。目前確定機(jī)組運(yùn)行參數(shù)優(yōu)化目標(biāo)值的主要方法有：①采用制造廠提供的設(shè)計(jì)值；②采用最優(yōu)運(yùn)行試驗(yàn)方法；③采用變工況熱力計(jì)算結(jié)果。采用設(shè)計(jì)值和最優(yōu)運(yùn)行試驗(yàn)方法確定的優(yōu)化目標(biāo)值在特定工況下通常為定值，隨著機(jī)組運(yùn)行時(shí)間的延長和機(jī)組運(yùn)行狀態(tài)的改變，優(yōu)化目標(biāo)值與機(jī)組實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)不符合。采用變工況熱力計(jì)算方法確定的最優(yōu)值在理論上是正確的，但計(jì)算結(jié)果受變工況熱力計(jì)算模型的影響，而且計(jì)算得到的目標(biāo)值是理論值，在運(yùn)行中較難達(dá)到。使得上述方法確定的運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值不能正確反映機(jī)組實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)，使應(yīng)用受到很大局限。充分利用火電廠運(yùn)行數(shù)據(jù)的關(guān)聯(lián)特性，應(yīng)用基于模糊關(guān)聯(lián)規(guī)則挖掘的電站運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值確定方法，是確定最優(yōu)氧量定值及最佳主蒸汽壓力定值的最好辦法。從火電廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)出發(fā)，利用數(shù)據(jù)挖掘技術(shù)對(duì)反映設(shè)備運(yùn)行狀態(tài)的數(shù)以干計(jì)的機(jī)組運(yùn)行數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，為運(yùn)行人員提供機(jī)組在不同負(fù)荷及外部條件下的最優(yōu)運(yùn)行方式與參數(shù)控制，實(shí)現(xiàn)了基于數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)的電站信息的深層次加工與集成。為了更明確地描述關(guān)聯(lián)規(guī)則的生成過程，不失一般性，以采掘100％負(fù)荷下過量空氣系數(shù)和排煙溫度優(yōu)化目標(biāo)值為例做具體分析。將模糊化后機(jī)組運(yùn)行數(shù)據(jù)中滿足機(jī)組負(fù)荷為Me=1(298—300MW)穩(wěn)定運(yùn)行工況條件的記錄作為模糊關(guān)聯(lián)規(guī)則挖掘?qū)ο?，通過模糊關(guān)聯(lián)規(guī)則挖掘得到如下強(qiáng)關(guān)聯(lián)規(guī)則：其中：Me為負(fù)荷；bg為供電煤耗率；a為過量空氣系數(shù)；Tg為排煙溫度。其支持度為46％，置信度為81％，滿足最小支持度和最小置信度條件(S>Smin且C>cmin)，同時(shí)滿足興趣度條件(I=2.1)，為強(qiáng)關(guān)聯(lián)規(guī)則。對(duì)此區(qū)間反模糊化可得：上述關(guān)聯(lián)規(guī)則表示，在100％負(fù)荷(298~300MW)下，供電煤耗較低(小于328g／(kWh))時(shí)，過量空氣系數(shù)最優(yōu)值區(qū)間為1．290—1．296，排煙溫度最優(yōu)區(qū)間為145．6147．2℃，運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值在此最優(yōu)區(qū)間內(nèi)選取，本文取區(qū)間中心值作為最優(yōu)值，得到100％負(fù)荷下過量空氣系數(shù)的最優(yōu)值為1_293，排煙溫度的最優(yōu)值為146．4℃。按照上述步驟，采用模糊關(guān)聯(lián)規(guī)則挖掘算法對(duì)70％、90％、100％等有代表性的典型負(fù)荷穩(wěn)定運(yùn)行工況下重要可調(diào)整可控運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行挖掘，得到各工況下參數(shù)的一組運(yùn)行最優(yōu)值。采用傳統(tǒng)方法確定的重要可控運(yùn)行參數(shù)設(shè)計(jì)值與數(shù)據(jù)挖掘方法確定的參數(shù)運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值對(duì)比如表1所示。表1中的數(shù)據(jù)表明，數(shù)據(jù)挖掘確定的運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值與設(shè)計(jì)值在趨勢(shì)關(guān)系上是一致的。較高的主汽壓力、主汽溫度和再熱汽溫對(duì)應(yīng)較高的經(jīng)濟(jì)性，但考慮到金屬材料壽命等因素，一般認(rèn)為運(yùn)行在設(shè)計(jì)值附近是適當(dāng)?shù)?。通過對(duì)電廠歷史數(shù)據(jù)分析，發(fā)現(xiàn)主汽壓力偏低現(xiàn)象比較常見，這是由于運(yùn)行人員從安全角度過于保守，往往以額定壓力為上限，這是不經(jīng)濟(jì)的，制造廠已經(jīng)考慮汽輪機(jī)允許進(jìn)汽壓力超過額定壓力5％連續(xù)運(yùn)行，所以主汽壓力應(yīng)保持在額定值附近，在正常允許范圍內(nèi)，可略高于額定值。凝汽器真空和給水溫度的升高有利于機(jī)組經(jīng)濟(jì)性的提高。在不影響機(jī)組安全性和考慮尾部受熱面耐腐蝕性條件下，排煙溫度的下降將使機(jī)組供電煤耗率降低，有利于提高機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性。由以上分析可知，與設(shè)計(jì)值相比，數(shù)據(jù)挖掘確定的運(yùn)行優(yōu)化目標(biāo)值在變化趨勢(shì)上有利于機(jī)組供電煤耗率的降低，上述參數(shù)對(duì)供電煤耗率的影響與基于機(jī)理的定性分析相一致。將得到的重要可控參數(shù)優(yōu)化目標(biāo)值數(shù)組對(duì)相應(yīng)的負(fù)荷數(shù)組進(jìn)行回歸分析(最小二乘擬合)，就可以得到所需的優(yōu)化目標(biāo)值模型。以過量空氣系數(shù)和排煙溫度最優(yōu)值為例，通過數(shù)據(jù)挖掘方法確定的優(yōu)化目標(biāo)值擬合曲線與設(shè)計(jì)值曲線對(duì)比如下圖所示。從下圖可以看出，70％負(fù)荷時(shí)過量空氣系數(shù)最優(yōu)值高于設(shè)計(jì)值，80％負(fù)荷時(shí)與設(shè)計(jì)值相接近，100％負(fù)荷時(shí)最優(yōu)值低于設(shè)計(jì)值。這是由于在實(shí)際運(yùn)行中，為保證低負(fù)荷燃燒的穩(wěn)定性和機(jī)組運(yùn)行安全性，必須采用較高的風(fēng)量；高負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，為減少排煙熱損失，采用較低的過量空氣系數(shù)運(yùn)行是較經(jīng)濟(jì)的。對(duì)排煙溫度而言，在機(jī)組安全運(yùn)行的前提下，較低的排煙溫度有利于減少排煙熱損失，使供電煤耗率降低。由以上分析可知，數(shù)據(jù)挖掘所確定的優(yōu)化目標(biāo)值回歸模式與基于機(jī)理的定性分析結(jié)論是一致的。協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)6.1概述相關(guān)技術(shù)資料參見附件3。某電廠超超臨界機(jī)組控制方案以外高橋第三發(fā)電廠1000WM機(jī)組協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)為基礎(chǔ)，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)主要包括汽機(jī)主控、鍋爐主控以及中間點(diǎn)焓/溫度值控制。圖SEQ圖\*ARABIC20外三協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)通常，中間點(diǎn)溫度和中間點(diǎn)焓值均可作為燃水比的反饋信號(hào)，然而當(dāng)負(fù)荷變化時(shí)中間點(diǎn)焓值在靈敏度和線性度方面具有明顯的優(yōu)勢(shì)。由水和蒸汽的熱力性質(zhì)可知，熱焓—壓力—溫度間存在下圖關(guān)系?？梢钥吹?，蒸汽的過熱度越低，熱焓—壓力—溫度間關(guān)系的非線性度越強(qiáng)，特別是亞臨界壓力下飽和區(qū)附近，這種非線性度更強(qiáng)。另外還可以看到，在過熱度低的區(qū)域，當(dāng)增加或減少同等給水量時(shí)，焓值變化的正負(fù)向數(shù)值大體相等，但中間點(diǎn)溫度的正負(fù)向數(shù)變化量則明顯不等。當(dāng)中間點(diǎn)溫度低到接近飽和區(qū)，給水量的擾動(dòng)可引起明顯的焓值變化，但溫度變化卻很小。因此選用中間點(diǎn)焓值中間點(diǎn)指汽水分離器入口的各個(gè)參數(shù)。從特性上講，由于該處過熱度不大，一般在中間點(diǎn)指汽水分離器入口的各個(gè)參數(shù)。從特性上講，由于該處過熱度不大，一般在10℃到40℃范圍內(nèi)，溫度的非線性比較嚴(yán)重。理論上講，采用焓值控制的方案有利于解決此問題，但是現(xiàn)在的大型鍋爐基本上都采用DCS。由于可以很方便的采用變參數(shù)、變定值甚至變結(jié)構(gòu)控制來解決非線性問題，再加上蒸汽溫度的物理概念更加明確，鍋爐各級(jí)受熱面的保護(hù)也是根據(jù)溫度設(shè)定的，一次采用中間點(diǎn)溫度控制方案的機(jī)組更多一些。工程運(yùn)行的時(shí)間說明兩種控制方案都是可行的，采用焓值的控制方案并未顯示出采用焓值控制方案并未顯示出比采用溫度的控制方案有明顯的優(yōu)越之處。圖SEQ圖\*ARABIC21工質(zhì)熱焓-壓力-溫度曲線圖SEQ圖\*ARABIC22中間點(diǎn)焓值及溫度隨給水流量變化情況為了加快系統(tǒng)的響應(yīng)，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)中還增加了眾多的前饋及動(dòng)態(tài)補(bǔ)償，以期改善對(duì)象的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。在外高橋三期控制系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，我們?cè)黾恿嘶谝?guī)則的智能控制方法（ICR）、DDF、氧量軟測(cè)量等回路，以及基于魯棒控制的先進(jìn)控制算法，并改善了再熱汽溫的自動(dòng)控制方法，以提高控制系統(tǒng)的性能和安全性。圖SEQ圖\*ARABIC23某電廠超超臨界控制系統(tǒng)6.2基于規(guī)則的智能控制方法（ICR）在人參與的控制過程中，經(jīng)驗(yàn)豐富的操作者不是依靠對(duì)象的數(shù)學(xué)模型，而是根據(jù)對(duì)象的某些定性知識(shí)及其積累的操作經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行推理，并且在線確定或變換控制策略。控制專家的控制（決策）過程實(shí)際上是一種啟發(fā)式的直覺推理過程。利用機(jī)器實(shí)現(xiàn)這種方法，我們將它稱作基于規(guī)則的智能控制方法（ICR）。ICR的提出，主要是基于以下兩個(gè)觀點(diǎn)：首先，機(jī)組運(yùn)行的安全性一直是運(yùn)行人員關(guān)心的問題，超超臨界直流爐由于不存在汽包，機(jī)組蓄熱小，相對(duì)于亞臨界汽包爐，其對(duì)象延遲小，調(diào)節(jié)靈敏。然而，其弊端也是顯而易見的，即任何能量供求不平衡，都會(huì)快速反映在主汽壓力和負(fù)荷上，留給運(yùn)行人員的反應(yīng)控制時(shí)間大大小于亞臨界汽包爐。其次，越來越多的大型風(fēng)力發(fā)電廠接入電網(wǎng)，這種不穩(wěn)定電源對(duì)電網(wǎng)的沖擊日益強(qiáng)大，為了能夠滿足用戶的需求，電網(wǎng)頒布了“兩個(gè)細(xì)則”，對(duì)火力發(fā)電廠AGC跟隨的快速性和準(zhǔn)確性提出了嚴(yán)格的要求?；谏鲜隹紤]，ICR包括兩個(gè)功能，即機(jī)爐控制器安全返回（ControllerRunback）以及基于主蒸汽壓力自然特性的滑壓曲線修正。6.2.1機(jī)爐控制器安全返回（ControllerRunback）正常情況下，機(jī)組運(yùn)行在以鍋爐跟隨為基礎(chǔ)的協(xié)調(diào)方式。然而，由于鍋爐蓄熱小，任何的能量失衡，都會(huì)導(dǎo)致主汽壓力和負(fù)荷快速偏離設(shè)定值，而反饋系統(tǒng)只能在偏差發(fā)生后才會(huì)產(chǎn)生調(diào)節(jié)作用，調(diào)節(jié)時(shí)間長。而前饋控制可以在能量失衡的初期產(chǎn)生校正作用，其速度要快于反饋系統(tǒng)。與一般前饋不同，ICR只在機(jī)組各個(gè)重要參數(shù)極大偏離設(shè)定值的時(shí)候才開始起作用，意在盡可能快速將機(jī)組拉回正常工況。在這個(gè)過程中，ICR會(huì)模擬人的操作，根據(jù)對(duì)象的先驗(yàn)知識(shí)和專家經(jīng)驗(yàn)，進(jìn)行調(diào)整，使機(jī)組在出現(xiàn)大偏差的時(shí)候快速安全返回，避免跳閘的發(fā)生。1.1穩(wěn)態(tài)模式在穩(wěn)態(tài)模式的時(shí)候，機(jī)組能量供需平衡，主汽壓力維持在設(shè)定值附近，可以用如下規(guī)則描述：C1：|?P|<λ1and|ΔN|<λ2and當(dāng)C1成立，且成立時(shí)間>T1F1.2鍋爐輸出能量遠(yuǎn)大于汽機(jī)需求能量，主汽壓力遠(yuǎn)大于設(shè)定值C2：?P>λ1'andΔN>λ2'當(dāng)C2成立，且成立時(shí)間>T1'，可以認(rèn)為機(jī)組能量平衡被打破，爐側(cè)輸出遠(yuǎn)大于FF其中FFICR-T、FT、F當(dāng)機(jī)組處于此種狀態(tài)的時(shí)候，機(jī)組主汽閥增加開度，汽機(jī)調(diào)壓，快速降低主汽壓力，且爐側(cè)快速降低給煤量，其幅度大小會(huì)根據(jù)壓力偏差以及負(fù)荷偏差進(jìn)行修正。當(dāng)機(jī)組逐漸回到正常狀態(tài)時(shí)，汽機(jī)退出調(diào)壓過程，爐側(cè)前饋部分保持，以輔助機(jī)組安全返回，穩(wěn)定運(yùn)行，即：FF1.3鍋爐輸出能量遠(yuǎn)小于汽機(jī)需求能量，主汽壓力遠(yuǎn)小于設(shè)定值C3：?P<-λ1'andΔN<-λ2當(dāng)C3成立，且成立時(shí)間>T1FF其中FFICR-T、FT、F當(dāng)機(jī)組處于此種狀態(tài)的時(shí)候，機(jī)組主汽閥階躍減小開度，汽機(jī)調(diào)壓，快速增加主汽壓力，且爐側(cè)快速增加給煤量，其幅度大小會(huì)根據(jù)壓力偏差以及負(fù)荷偏差進(jìn)行修正。當(dāng)機(jī)組逐漸回到正常狀態(tài)，汽機(jī)退出調(diào)壓過程，爐側(cè)前饋部分保持，以輔助機(jī)組安全返回，穩(wěn)定運(yùn)行，即：FF1.4機(jī)爐嚴(yán)重失衡，主汽壓大幅度偏離設(shè)定值C4：?P?γ1''andΔN?γ2''當(dāng)C4成立，且成立時(shí)間>T3FFF其中FF注意：此時(shí)C2同時(shí)滿足，需要屏蔽C2的調(diào)節(jié)作用。說明機(jī)組脫離嚴(yán)重失衡狀態(tài)，此時(shí)，前饋控制切向C2狀態(tài)，高壓旁路退出。6.2.2基于主蒸汽壓力自然特性的滑壓曲線修正當(dāng)機(jī)組根據(jù)AGC指令大范圍變負(fù)荷運(yùn)行的時(shí)候，鍋爐主控采用限幅后的LDC指令，這種方法對(duì)具有大遲延、大慣性特點(diǎn)的機(jī)組，會(huì)使機(jī)組負(fù)荷跟隨性的變差，動(dòng)態(tài)偏差較大。如果在保證機(jī)組安全運(yùn)行的基礎(chǔ)上，當(dāng)大范圍變負(fù)荷的時(shí)候，適當(dāng)?shù)碾A躍增加或降低機(jī)組的控制參數(shù)，可以改善機(jī)組的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。此外，當(dāng)機(jī)組升負(fù)荷的時(shí)候，其蓄熱會(huì)有一部分用來維持主蒸汽壓力，且燃燒產(chǎn)生的部分熱量也用來提升主蒸汽壓力，如果能將這兩部分能量用來增加負(fù)荷，即犧牲部分主汽壓力的控制品質(zhì)，無疑會(huì)大幅提高負(fù)荷跟隨速度。基于上述觀點(diǎn)，利用主汽閥以及燃料量變化的自然特性修正機(jī)組的滑壓曲線，即：f其中：f滑壓曲線f滑壓曲線f自然特性a—修正系數(shù)這條新的滑壓曲線由于包含了主汽閥及燃料量變化時(shí)主汽壓的自然動(dòng)態(tài)特性，故當(dāng)負(fù)荷變化時(shí)，只需用一小部分蓄熱調(diào)節(jié)壓力，大部分用來調(diào)節(jié)負(fù)荷，這就加快了負(fù)荷的調(diào)節(jié)速度，并減小了實(shí)際負(fù)荷與設(shè)定值之間的動(dòng)態(tài)偏差，雖然犧牲了部分主汽壓控制品質(zhì)，但是換取了更好的負(fù)荷跟隨性。為了說明算法的可行性，這里采用一個(gè)直流爐模型做實(shí)驗(yàn)。超臨界直流爐模型超臨界直流爐由于動(dòng)態(tài)特性復(fù)雜，目前國內(nèi)外對(duì)直流爐的建模工作處于研究階段，模型基于機(jī)理分析，尚無控制用模型。因此，這里采用基于數(shù)據(jù)辨識(shí)的方法，根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立機(jī)組不同負(fù)荷下的線性化模型進(jìn)行分析。下圖所示為機(jī)組在Simulink中搭建的仿真模型。圖SEQ圖\*ARABIC24超臨界機(jī)組仿真模型為了驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，分別模擬了主汽閥開度、燃料量及給水流量擾動(dòng)時(shí)，模型的響應(yīng)。當(dāng)燃料量階躍增加，其他兩個(gè)控制量保持不變時(shí)，模型的響應(yīng)曲線如圖所示?？梢钥吹?，當(dāng)燃料量增加，主汽壓力上升、負(fù)荷上升、中間點(diǎn)焓值上升，當(dāng)?shù)竭_(dá)新的平衡點(diǎn)后，三者都維持穩(wěn)定。當(dāng)給水流量增加，燃料量和主汽閥不變時(shí)，初期由于給水增加，蒸汽流量增加，導(dǎo)致主汽壓增加，而后由于燃料量不足，蒸汽流量降低，因此主汽壓會(huì)逐漸回落至比初始值略高的位置，并保持穩(wěn)定。負(fù)荷由于初期蒸汽的增加而增加，但同樣由于燃料量不足，而給水過多，導(dǎo)致蒸汽量下降，負(fù)荷降低至略低于初始值，并維持穩(wěn)定。中間點(diǎn)焓值由于給水的增加而總熱量不變，因此略有降低并維持穩(wěn)定。當(dāng)主汽閥開度增加，燃料量和給水流量維持不變時(shí)，主汽壓力下降，并維持在新的工作點(diǎn)下。由于初期蒸汽流量的增加，負(fù)荷會(huì)先上升，然后回落至原先水平。主汽閥開啟，壓力降低，導(dǎo)致中間點(diǎn)焓值降低，由于給水流量和燃料量未變，因此中間點(diǎn)焓值會(huì)逐漸回升至原先水平。通過分析可以看出，所建立模型的動(dòng)態(tài)特性正確反映了超臨界機(jī)組的實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)，模型是有效的。圖SEQ圖\*ARABIC25燃料量增加模型響應(yīng)圖SEQ圖\*ARABIC26給水流量度增加模型響應(yīng)圖SEQ圖\*ARABIC27主汽閥開度增加模型響應(yīng)滑壓曲線修正機(jī)組升負(fù)荷過程中，部分能量用來維持并升高主汽壓力，如果這些能量用來增加機(jī)組輸出功率，可以極大程度上提高機(jī)組的負(fù)荷跟隨性，降低動(dòng)態(tài)偏差。圖SEQ圖\*ARABIC28滑壓曲線修正圖中壓力自然曲線表示升負(fù)荷過程中，主汽壓控制手動(dòng)條件下，主汽壓的響應(yīng)曲線。修正后的滑壓曲線表示采用上述方法，根據(jù)壓力自然響應(yīng)特性和滑壓曲線，修正后的滑壓曲線。仿真驗(yàn)證采用上述修正滑壓曲線，基于前述模型進(jìn)行仿真，結(jié)果如圖所示。圖SEQ圖\*ARABIC29機(jī)組負(fù)荷響應(yīng)和壓力響應(yīng)可以看出，采用修正的滑壓曲線，在升負(fù)荷初期初期，動(dòng)態(tài)偏差減小，響應(yīng)速度提高，由于直流爐蓄熱小，其效果的改善不如汽包爐明顯。盡管如此，這種方法還是有效的提高了負(fù)荷跟隨性，改善了控制品質(zhì)。6.3鍋爐動(dòng)態(tài)前饋補(bǔ)償回路(DDF)在不同負(fù)荷下鍋爐輸入的靜態(tài)平衡是由相應(yīng)的子控制回路指令信號(hào)維持，但是在負(fù)荷變動(dòng)時(shí)，僅有這些是不夠的。機(jī)組本身是一個(gè)大延遲、大滯后的對(duì)象。在變工況運(yùn)行中，即使嚴(yán)密地設(shè)定了給水、燃料、空氣等參數(shù)，主汽溫度、主汽壓力等的變化也是過渡性地跟進(jìn)。因此，變工況時(shí)，如果事先將各種輸入量控制得比平衡量多些或少些，使其超前于機(jī)組實(shí)際的變化，可以大幅提高機(jī)組的控制水平，這就是DDF。圖SEQ圖\*ARABIC30DDF補(bǔ)償回路考慮機(jī)組本質(zhì)上是鍋爐的輸出和汽輪機(jī)的輸入能量的平衡，其反映在主汽壓力和負(fù)荷上，因此，DDF即根據(jù)負(fù)荷以及主汽壓力偏差進(jìn)行動(dòng)態(tài)補(bǔ)償，以改善控制效果。負(fù)荷的動(dòng)態(tài)補(bǔ)償負(fù)荷的動(dòng)態(tài)補(bǔ)償采用工程中典型的