鍋爐燃煤機組的動態(tài)特性分析

鍋爐燃煤機組的動態(tài)特性分析

0在機組動態(tài)特性方面的應用頻繁、深度的峰差異常，使電網(wǎng)互聯(lián)裝置的動態(tài)特性表現(xiàn)出強烈的非線性和一致性，對傳統(tǒng)的控制系統(tǒng)有重大影響。例如，當功率的運行參數(shù)嚴重偏離設計值時，需要進行大量的手動和監(jiān)控，以嚴重影響機組的經(jīng)濟效益和運行安全。因此，研究變工況條件下機組的動態(tài)特性仍然具有相當重要的意義。在現(xiàn)有的火電機組動態(tài)模型中，DeMello等人于1991年提出的模型深刻揭示了大型燃煤機組的動態(tài)特性。其中的簡化鍋爐動態(tài)模型是一個低階的非線性模型，其非線性主要表現(xiàn)在：(1)過熱器的壓力差的平方根與其蒸汽流入量之間的比例關系；(2)調(diào)門壓力和調(diào)門開度的乘積與過熱器出口蒸汽流量之間的比例關系。這種鍋爐模型已被用于一些大、中型燃煤機組的鍋爐動態(tài)特性研究和有關設計機組協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)的研究中。Astrom等人在近30年的時間內(nèi)，對一燃油機組的動態(tài)特性進行了詳細的研究，最終獲得了集機理建模、系統(tǒng)辨識和模型簡化等于一體且中等復雜的鍋爐動態(tài)模型。其中1987年的技術報告所提出的機組模型被廣泛運用于各種控制方法的研究中。但就Astrom的一系列模型而言，由于都沒有考慮鍋爐過熱系統(tǒng)的動態(tài)特性，因此，這些模型在用于研究大、中型火電機組的動態(tài)特性方面具有一定的局限性；在DeMello的燃煤鍋爐模型中雖然考慮到了過熱器系統(tǒng)的壓力動態(tài)特性，但其假設的前提條件是過熱蒸汽的溫度為常值，而這個假設條件在許多火電廠的實際運行中并不自動滿足。另外，當機組運行負荷變化較大時，過熱器上的壓力差的平方根與其入口蒸汽流量的比例關系也會遭到破壞，或者說，其比例系數(shù)不是常值。這個現(xiàn)象將在本文得到證實。過熱器是現(xiàn)代大型火電機組鍋爐的重要組成部分，其出口過熱蒸汽的溫度與機組運行安全、壽命及經(jīng)濟性密切相關，而其溫度動態(tài)特性又直接受煙道傳熱量、蒸汽流量和入口蒸汽溫度等因素的影響。為此，本文以廣東沙角電廠的某300MW燃煤汽包鍋爐機組為對象進行動態(tài)特性研究，建模主要基于機理分析和機組實際運行數(shù)據(jù)相結合的方法。其特點有：(1)無需要進行擾動試驗，從而不干擾機組的正常運行；(2)利用爐膛輻射能信號的檢測技術可以確定燃料動態(tài)的純延遲時間以及解決過熱器有效吸熱量不便測量的問題；(3)將主蒸汽溫度的動態(tài)特性納入到機組動態(tài)建模之中，以便研究主汽溫與鍋爐其他重要參數(shù)之間的耦合關系；(4)利用機組的實際運行數(shù)據(jù)對鍋爐蒸發(fā)量(汽包出口蒸汽流量)的計算式進行檢驗并修正。建模目的是通過研究機組在一定范圍內(nèi)變工況條件下的動態(tài)特性，獲得主要變量之間的非線性關系，進而為改進機組的過熱汽溫控制和協(xié)調(diào)控制提供一個新的思路。1粉碎系統(tǒng)和蒸發(fā)系統(tǒng)的動態(tài)模型1.1煤調(diào)系統(tǒng)汽壓壓差的適當影響目前，在國內(nèi)的火力發(fā)電廠中，采用直吹式制粉系統(tǒng)的汽包鍋爐的燃煤機組仍然具有一定的代表性。為了簡化建模，做如下假設：(1)由給煤機傳送帶速及帶上每單位長度的煤量決定的給煤量和相應的送風量、引風量協(xié)調(diào)變化，保持燃燒穩(wěn)定和爐膛壓力正常；(2)整個蒸發(fā)系統(tǒng)的循環(huán)回路中的流體處于飽和狀態(tài)以及金屬壁溫度等同于飽和溫度；(3)沿著整個循環(huán)回路高度方向的汽壓壓差可忽略不計；(4)水位控制系統(tǒng)使給水量調(diào)節(jié)維持汽包水位正常，并使給水量與汽包出口蒸汽流量相平衡。1.2煤粉系統(tǒng)動態(tài)特性現(xiàn)代大容量燃煤機組，一般都采用直吹式的制粉系統(tǒng)。由于給煤機和送粉管有一定的滯后性，且磨煤機內(nèi)的存煤量難于測量，因此，通常認為磨煤機內(nèi)的存煤量和出粉量之間正比。若利用假設條件(1)，則制粉系統(tǒng)的動態(tài)過程可看作具有純延遲的一階慣性環(huán)節(jié)：式中mr′、ε和Bm分別表示燃料指令、延遲時間和磨煤機出粉量。煤粉進入爐膛后，幾乎立即就能著火，在極短的時間內(nèi)就能完成燃燒放熱。另外，水冷壁換熱動態(tài)時間遠比制粉動態(tài)時間要小，其過程可表示為式中：Qw為水冷壁的有效吸熱率，kJ/s;k1為比例常數(shù)。1.3機組變負荷時汽包出口蒸汽流量特性汽包鍋爐的蒸發(fā)系統(tǒng)是由汽包、水冷壁、下降管等組成的循環(huán)系統(tǒng)。其動態(tài)特性可由質(zhì)量平衡和能量平衡導出：式中：qf、q表示給水量和汽包出口蒸汽流量，kg/s；ρw、ρs分別表示飽和水和飽和蒸汽的密度，kg/m3;hf、hw、hs分別表示給水，飽和水和飽和蒸汽的比焓，kJ/kg;Vt、Vwt、Vst分別表示循環(huán)系統(tǒng)的總體積，飽和水的容積和飽和蒸汽的容積，m3;pD表示汽包壓力，MPa;mwt、ct、Twt分別表示蒸發(fā)系統(tǒng)金屬壁的有效質(zhì)量(kg)，金屬比熱容(kJ/(kg?K))和水冷壁金屬的溫度(K)；Vt為常數(shù)，且有由(5)～(4)×hf得鍋爐汽包的蒸汽出口流量qs一般是不可測的，在一些簡化模型中，常用下式來計算汽包的出口蒸汽流量：式中pT為末級過熱器出口壓力，MPa。由于實際的汽包出口蒸汽流量qs可以用主蒸汽流量qT減去減溫噴水流量qatt，再加上過熱器中蒸汽的動態(tài)存儲量近似得到，其離散形式的計算式由文獻中的式(4)和(5)導出：式中?t表示采樣周期。利用式(7)和(8)以及沙角電廠某300MW機組的實測數(shù)據(jù)進行計算發(fā)現(xiàn)：在機組變負荷運行時，系數(shù)ks不是一個常數(shù)，如圖1所示。上述現(xiàn)象說明：如果將ks作為一個常數(shù)且采用式(7)計算的汽包出口蒸汽流量，將會與實際情況產(chǎn)生明顯的偏差，因此有必要對式(7)進行修正。通過研究圖1可以發(fā)現(xiàn)：ks的變化趨勢與汽包壓力的相似，于是，認為ks與汽包壓力pD之間存在一定的數(shù)學關系。經(jīng)過擬合可以近似得到下列關系：式中kd=17.6。將式(9)代入式(7)得到修正的汽包出口蒸汽流量計算式：圖1也描述了在機組變負荷運行條件下，采用式(7)并將ks看作常數(shù)時算出的蒸汽流量(曲線2)和用修正式(10)算出的汽包出口蒸汽流量(曲線3)以及用式(8)計算的實際汽包出口蒸汽流量(曲線1)之間的對比，從中可以看出：用修正式(10)計算的結果比式(7)的更接近實際數(shù)據(jù)。圖中NE為實測的機組輸出功率；pD為實測的汽包壓力；pT為實測的主蒸汽壓力。2過熱器高溫段q大模型飽和蒸汽在過熱器中被加熱成過熱蒸汽后，其性質(zhì)發(fā)生了很大的變化：在飽和狀態(tài)下，只要選擇某一個參數(shù)為自變量，其他參數(shù)就可以由該自變量確定；而在過熱狀態(tài)下，就必須選擇兩個參數(shù)為自變量，才能確定其余參數(shù)。如果選取過熱蒸汽的壓力和溫度2個參數(shù)為自變量，那么，在一定范圍內(nèi)，其比焓和密度就可用簡單的雙線性擬合函數(shù)確定。依據(jù)這些函數(shù)和質(zhì)量、能量平衡方程就可獲得過熱器的壓力、溫度的動態(tài)模型。就沙角電廠的某300MW機組而言，由于其低溫過熱器出、入口之間的壓差較小，故可認為其出口處的壓力等于汽包壓力。過熱器的高溫段包括：噴水減溫器、分隔屏、后屏和末級過熱器等。由質(zhì)量和能量平衡可得其壓力和溫度的動態(tài)方程：qT、hT、ρT表示過熱器高溫段出口處過熱蒸汽的溫度(K)，質(zhì)量流量(kg/s)，比焓(kJ/kg)和密度(kg/m3)；QII、VII、mj表示過熱器高溫段的吸熱率(kJ/s)、容積(m3)和金屬壁質(zhì)量(kg)；h1表示減溫器的入口蒸汽的比焓，kJ/kg。主蒸汽在汽輪機主汽門處的質(zhì)量流量qT可由下式計算：式中選擇λ=0.3，則kT=14.1為常系數(shù)，μT為汽機調(diào)門開度，通常用式μT=p1/pT計算，p1為汽輪機調(diào)節(jié)級壓力。過熱器高溫段處于爐膛的上方，其有效吸熱量QII主要來源于爐膛的輻射傳熱和高溫煙氣的對流傳熱。一般來說，難于準確確定QII的值。本文利用爐膛輻射能信號測量技術和機組實際運行數(shù)據(jù)以及用建立的過熱器的模型(11)計算出來的QII來確定輻射能信號R和QII之間的函數(shù)關系(下標0表示變量在穩(wěn)定工況下的值)：函數(shù)式(13)雖然可以采用最小二乘法擬合的方法確定其具體的形式，但該表達式較復雜，不便于控制設計。為了獲得較簡單表達式，通過計算并利用實測的相對輻射能信號發(fā)現(xiàn)式(13)可用下列結構表示：由圖2可知：選v=0.9比較合適，所以，式(13)表示為式中kR=143.7MW。3熱壓缸內(nèi)的蒸汽釋放過程對于一次再熱汽輪機而言，過熱蒸汽通過汽輪機高壓缸時釋放出約30%的能量，然后，由再熱器再熱后，經(jīng)過中、低壓缸中釋放出剩余的約70%的能量。由于高壓缸與中、低壓缸之間存在蒸汽再熱系統(tǒng)，因此，過熱蒸汽所攜帶的能量在汽輪機中的轉(zhuǎn)化過程可以用慣性環(huán)節(jié)近似。通常，汽輪機參數(shù)的動態(tài)變化要比鍋爐快得多，為了簡化分析，主蒸汽流量qT與機組輸出功率NE之間可以用一階慣性過程來近似：式中：τt表示慣性時間，s;kt表示增益系數(shù)。4機組特性的測量對火電機組來說，有關參數(shù)可以分為3類：(1)決定于機組的物理結構，如金屬壁的質(zhì)量及熱交換器的容積等；(2)由水蒸氣的狀態(tài)和物理特性決定，如飽和或過熱水蒸氣的特性；(3)由機組實際運行狀況決定，如供粉量與爐膛放熱之間的動態(tài)時間常數(shù)、蒸發(fā)系統(tǒng)的儲能動態(tài)時間常數(shù)等。本文以沙角電廠某300MW火電機組為對象，按上述的3種分類方法確定機組的有關參數(shù)。(1）與物理結構有關的參數(shù)。利用機組的有關資料可以計算出鍋爐蒸發(fā)系統(tǒng)的總容積Vt=115.21m3；正常情況下，汽包水位下飽和水的容積Vwt=92.44m3；蒸發(fā)系統(tǒng)金屬壁的有效質(zhì)量mwt=7.09×105kg；高溫過熱器段的金屬壁質(zhì)量和容積分別為mj=2.3×105kg和VII=32m3；金屬的比熱容ct=0.46kJ/(kg?K)。(2）與水及水蒸氣特性有關的參數(shù)。利用水及水蒸氣特性表和最小二乘法可以確定一定范圍內(nèi)的飽和水和飽和蒸汽的參數(shù)：hs、hw、ρs、ρw、?hs/?pD、?hw/?pD、?ρw/?pD、?ρs/?pD以及飽和溫度Twt和?Twt/?pD。利用水及水蒸氣特性表和雙線性擬合法可以確定一定范圍內(nèi)的過熱蒸汽的相關參數(shù)：h1、hT、ρT、?hT/?pT、?hT/?TT、?ρT/?pT和?ρT/?TT以及過熱溫度TT。另外，設定給水的比焓為常數(shù)，取值為hf=1231.8kJ/kg。(3）與運行狀況有關的參數(shù)。利用實際測量的運行數(shù)據(jù)來確定機組模型的有關參數(shù)，其好處有：(1)不影響機組的正常運行；(2)可以避免專門的動態(tài)試驗等。為了能夠準確地反映出機組的動態(tài)特性，應選擇機組在變負荷條件下進行測量的運行數(shù)據(jù)，其中采樣頻率約為0.2Hz。1）確定參數(shù)ε、km和k1。通過比較燃料信號mr′(用給煤機的給煤量表示)開始變化的時刻與爐膛相對輻射能信號R開始變化的時刻之間的差值，就可以估計出式(1)中的純滯后時間ε。圖3為實測的相對輻射能信號R和燃料信號mr′，可估計出ε=35s。由于鍋爐汽包壓力、給水流量、主蒸汽流量可測量，依據(jù)式(6)可以計算出水冷壁有效吸熱量Qw，然后，利用測量的燃料信號mr′(輸入量)和水冷壁有效吸熱量Qw(輸出量)通過系統(tǒng)辨識技術確定燃料動態(tài)系統(tǒng)中的參數(shù)1/km=15s和k1=9.0MW/(kg?s-1)。圖4為計算出的水冷壁吸熱量Qw與辨識模型輸出wQ′的比較。2）確定時間常數(shù)τt及系數(shù)kt。利用測量機組運行數(shù)據(jù)中的主蒸汽流量qT和輸出功率NE，經(jīng)過辨識可獲得式(16)中的系數(shù)τt=13s,k=1.16MW/(kg/s)。5模型求解和驗證由式(1)、(2)、(6)、(11)、(12)、(15)和(16)以及第4節(jié)確定的參數(shù)得到的機組模型方程為式中a11、a12、a21、a22、b1、b2由式(11)給出。為了驗證模型(17)，將一組機組變負荷運行時所測數(shù)據(jù)中的燃料信號mr′、輻射能信號R、汽門調(diào)門開度μT和過熱器減溫噴水流量Datt經(jīng)過小波濾波后作為模型的輸入，以比較模型輸出的汽包壓力pD、主蒸汽壓力pT、主蒸汽溫度TT和輸出功率NE與相應參量的實測數(shù)據(jù)之間的差異。圖5為4個輸入數(shù)據(jù)濾波前、后的曲線。而pD、pT、TT和NE與相應實際運行數(shù)據(jù)的對比如圖6所示?？梢钥吹剑涸谪摵蓮?60MW降到220MW的過程中，模型的輸出基本上與機組的實際運行變化趨勢一致。6機組動態(tài)特性本文依據(jù)機理分析建立了一個汽包爐燃煤機組的非線性動態(tài)模型，該模型描述了機組的汽包壓力、主蒸汽壓力、主蒸汽溫度和輸出功率的動態(tài)特性。