基于协调方程的火电机组动态模型

基于协调方程的火电机组动态模型

通过劳动循环实现能量转化的，应确保劳动质量与能量的比例在正常范围内，否则会导致异常的蒸汽温度。对于汽包锅炉，当工作质量和能量损失时，汽包的大体积可以起到一定的缓冲作用，这样的蒸汽温度不会发生很大变化。现在，随着容量的高参数方向的发展，锅炉的运行能力越来越大，但这种情况不能降低。因此，由于电网要求自动发电控制（agc）和参与电网的频率波动，导致负荷指令的频繁波动。此外，由于能源供应的紧张性，煤质气积的变化是严重的。由于以上因素，本油器的运行过程中汽包水位和主要蒸汽压力之间往往会大幅变化，使系统的控制质量恶化。为了解决这个问题，需要深入研究设备前压力-油袋水位的性质。火电机组的建模一直是研究热点.Åström等人于1970年左右建立了160MW燃油机组负荷-压力-水位动态模型,并于2000年建立了汽包-下降管-水冷壁动态模型.前者采用了机理分析与数据拟合相结合的研究方法,具有简化的形式且适于应用,但此类机组在国内已经非常罕见;后者则将研究对象作为一个整体,统一建立其质量平衡和能量平衡方程,由于对象存在耦合特性以及水和水蒸气的热力性质非常复杂,模型最终以偏微分方程形式给出,其中大量系数随工作点变化,给应用造成一定困难.针对这一问题,笔者提出一种新的建模思路:只要汽包水位处于正常范围内,就具有调节工质-能量失配的能力.因此,可针对负荷-压力系统建立能量平衡方程,并引入质量修正;针对水位系统建立质量平衡方程,并引入能量修正.最终得到以微分方程形式描述的对象模型.1机械分析1.1锅炉蓄热系数mpa机组热力循环过程示于图1.由图1可知:锅炉输出能量Ho包括锅炉吸热量QB和给水热量Hi;进入汽轮机后,Ho转化为3部分,即汽轮机作功NE、凝汽器散热Hc和给水热量Hi.在满足锅炉工质-能量平衡且机组热效率恒定的前提下,首先可约去Hi,其次可只考虑锅炉有效吸热量与机组功率之间的关系,经简化后得到分别描述锅炉和汽轮机能量转换动态过程的方程:Cbdpd/dt=-Κ3ptuΤ+Κ1uB(1)ΤtdΝE/dt=-ΝE+Κ3ptuΤ(2)Cbdpd/dt=−K3ptuT+K1uB(1)TtdNE/dt=−NE+K3ptuT(2)式中:K3ptuT代表进入汽轮机的有效热量;K1uB代表锅炉吸收的有效吸热量;Cb为锅炉蓄热系数,MJ/MPa;pd和pt分别为汽包压力和机前压力,MPa;uB为锅炉燃料量,kg/s;uT为汽轮机调门开度,%;Tt为汽轮机惯性时间,s;K1为燃料增益,MW/kg;K3为汽轮机增益,MW/(MPa·%).锅炉蓄热主要是由锅炉内饱和水、蒸汽和金属热力参数的变化造成的.汽包水位在正常范围内变化时,锅炉内饱和水及蒸汽量的变化只占锅炉总存储工质量的很小一部分,不足以对锅炉蓄热系数产生重大影响,按照小偏差线性化原则,可以忽略这一非线性特性,所以式(1)左侧可保持不变.为了研究工质与能量失配时给水流量与机组负荷-压力之间的关系,需要对式(1)进行修正.工质在锅炉内的转换过程为:锅炉将全部给水加热为饱和水,再将其中一部分饱和水加热为饱和蒸汽并最终加热为过热蒸汽,同时将汽轮机高压缸排汽加热为再热蒸汽.将式(1)右侧还原为完整的形式后变为:Cbdpd/dt=-uW(hw-hf)ηE-qss(hss-hw)ηE-qrs(hrs-hhs)ηE+QBηE(3)Cbdpd/dt=−uW(hw−hf)ηE−qss(hss−hw)ηE−qrs(hrs−hhs)ηE+QBηE(3)式中:uW、qss和qrs分别为给水流量、过热蒸汽流量和再热蒸汽流量,kg/s;hf、hw、hss、hrs和hhs分别为给水、汽包内饱和水、过热蒸汽、再热蒸汽和汽轮机高压缸排汽比焓,MJ/kg;ηE为机组发电效率.式(3)右侧给水流量项可分解为:-uW=-(uW-qss)-qss(4)−uW=−(uW−qss)−qss(4)将式(4)代入式(3)约去给水比焓及机组效率的影响,并还原为式(1)的形式:Cbdpd/dt=-(uW-qss)(hw-hf)ηE-Κ3ptuΤ+Κ1uB(5)Cbdpd/dt=−(uW−qss)(hw−hf)ηE−K3ptuT+K1uB(5)令K4=(hw-hf)ηE,K5=K1uB/[qss(hw-hf)ηE]可得:Cbdpd/dt=-Κ4uW-Κ3ptuΤ+Κ1(1+Κ5)uB(6)Cbdpd/dt=−K4uW−K3ptuT+K1(1+K5)uB(6)1.2汽包水位的简化分析图2为汽包-下降管-水冷壁内工质循环示意图.给水经省煤器进入汽包后,受汽包内饱和蒸汽加热变为饱和水;饱和水在汽包、下降管、下降管联箱和水冷壁内形成一个循环,其中部分饱和水被加热为饱和蒸汽从汽包流出.描述汽包液面下饱和水容积的质量平衡方程为:dΜ/dt=uW+qs2-qw1(7)dM/dt=uW+qs2−qw1(7)式中:M为省煤器、下降管和水冷壁内饱和水总量,kg;qs2为汽包中被冷凝的饱和蒸汽流量,kg/s;qw1为水冷壁中被蒸发的饱和水流量,kg/s.根据图2列出如下能量平衡和质量平衡方程:qs2=uW(hw-hf)/(hs-hw)(8)qw1=QBηD/(hs-hw)(9)Μ=vwρw(10)qs2=uW(hw−hf)/(hs−hw)(8)qw1=QBηD/(hs−hw)(9)M=vwρw(10)式中:ηD为水冷壁吸热量占锅炉总吸热量的比例;vw为汽包、下降管和水冷壁内饱和水的总容积,m3;hs为汽包内饱和蒸汽焓,MJ/kg;ρw为饱和水密度,kg/m3.在满足小偏差线性化的条件下,ρw可认为是一常数,则有:dΜ/dt=ρwdvw/dt(11)位于汽包液面下的饱和蒸汽容积vs1会影响汽包水位ld.按照简化分析思路,vs1是流量为qw1的饱和水完全被加热为饱和蒸汽产生的,在均匀受热的情况下:vs1=Lqw1/(2ρwvw)(12)式中:L为汽包水位计算全高度,m.汽包零水位位于汽包中心线附近,忽略汽包容积与汽包水位之间的非线性,则汽包水位变化可描述为:Addld/dt=dvw/dt+dvs1/dt(13)将式(7)～式(11)代入式(13)整理后得:(hs-hw)ρwAddld/dt=-ηDQB+uW(hs-hf)+(0.5LηD/v)dQB/dt(14)式中:Ad为汽包横截面面积,m2;v为汽包、下降管和水冷壁总容积,m3.令rT=K3ptuT,K6=ηD/[(hs-hf)ηE],K7=0.5LηD/[v(hs-hf)ηE],Md=(hs-hw)ρwAd/(hs-hf),可得:Μddld/dt=-Κ6rΤ+uW+Κ7drΤ/dt(15)2锅炉燃烧率u3000经过整理,对象模型可表示为:rm=uB(t-τ)(16)ΤfdrB/dt=-rB+rm(17)Cbdpd/dt=-K4uW-rT+K1(1+K5)rB(18)Μddld/dt=-Κ6rΤ+uW+Κ7drΤ/dt(19)ΤtdΝE/dt=-ΝE+rΤ(20)pt=pd-Κ2(Κ1rB)1.5(21)rΤ=Κ3ptuΤ(22)式中:τ为制粉过程纯延迟时间,s;rm为进入磨煤机的实际煤量,kg/s;rB为锅炉燃烧率,kg/s;Tf为制粉过程惯性时间,s;Md为汽包容积系数,kg/m;K2为无量纲过热器差压拟合系数.该模型可以很方便地在Matlab或DCS中组态实现.对于盘山电厂4号机组,通过机组设计数据确定静态参数,通过扰动试验确定动态参数后,最终得到对象模型为:3负荷指令扰动时模型输出信息与机组实际信号的对比对模型所涉及的控制系统进行开环扰动试验存在较大风险,因此选择闭环扰动试验验证模型的有效性.在机组监控信息系统中建立模型,将燃料量、汽轮机高调门开度和给水流量3个实际信号引入模型,对比机组负荷、机前压力和汽包水位3个模型输出信号与机组真实信号之间的动态对应关系.由于对象具有系统非线性,所以选择机组在正常负荷变化范围内的多个工作点进行试验.试验时,将机组负荷指令变化速率设置为允许的最大值,以避免因激励不充分带来的问题.另外,由于汽包水位具有积分特性且波动剧烈,因此对其进行了二阶带通滤波处理,消除了趋势项和高频干扰以便观察.模型输出信息与机组实际信号的比较示于图3～图6.图3～图5给出了在不同负荷工作点下,负荷指令扰动时模型输出信号与机组实际信号的比较.图6给出了在额定负荷下,当启/停磨煤机造成燃料量大幅度扰动时模型输出信号与机组实际信号的比较.由图3～图6可以看出:模型输出信号能够在变化趋势上较好地复现机组实际信号.由于对水位信号