基于机组负荷-压力动态模型的燃料发热量实时计算

基于机组负荷-压力动态模型的燃料发热量实时计算

在热能装置的自动管理系统中，燃料发热量信号可以快速消除燃烧扰动，降低装置负荷的压力，降低风煤比和水煤比的偏差，这对提高装置的稳定性和经济效益非常重要。目前，我国的煤炭生产严重，机组使用的煤炭来源复杂，煤炭质量变化较大。这已成为影响机组安全运行的主要因素之一。为了提高设备的抗煤能力，应通过监测中引入燃料发热量校正环节。电厂中常规的工业分析方法无法满足实时控制要求,并且存在巨大的采样制样误差.煤质在线分析仪通过核辐射方法对煤进行元素分析,并可以将结果拟合为工业分析数据,但因价格昂贵,尚未被广泛使用.目前在控制中采用的燃料发热量校正信号,大多利用燃烧相关信号构造得到,最常见的方法是对标幺化后给煤量和主蒸汽流量信号偏差进行积分.由于很多因素没有考虑,这种方法并不能取得很好的实际效果.300MW及以上机组大多采用中速磨直吹式制粉系统,在给煤机上安装有称重装置,可以比较准确地测量进入锅炉的燃煤量.煤在锅炉内燃烧产生的热量是可以计算的,包括锅炉有效吸热量及各项损失,虽然存在一定误差,但整体计算精度可以接受.理论上燃煤发热量可以简单地由锅炉总热量除以总给煤量得到.但由于给煤量信号要经过制粉、燃烧和吸热3个动态环节后才转化为锅炉总热量信号,两者在时间上是不一致的.目前大型机组都参与电网一次调频,机组参数波动频繁,此类方法的应用受到很大的限制.另外,在稳态下锅炉总热量是由总燃料量决定的,但在暂态情况下,诸多因素将影响锅炉总热量.例如,锅炉总燃料量保持不变而汽轮机高压调门开度增加,将导致锅炉释放部分蓄热从而使锅炉瞬时总热量增加;给水流量增加,将导致汽包、水冷壁内工质焓值下降从而使锅炉瞬时总热量减少.在机组负荷变动时,这些误差足以掩盖实际燃料发热量的变化.机组控制需要的燃料发热量信号首先要求其快速性,既信号能够尽量快地反映实际燃料发热量的变化;其次要求要有较高的信噪比,即噪声干扰少,燃料发热量信号与其它信号不相关.传统的热量信号构造方法难以满足以上2个要求.1机组简化模型对于汽包锅炉,机组协调控制系统的控制输入为锅炉燃料和汽轮机调门开度,被控参数为机组负荷和机前压力.反映的正是机组燃料输入与能量输出之间的动态关系.直吹式制粉系统汽包锅炉机组的负荷-压力模型可简化为一双入双出多变量系统,输入为燃料量uB(kg/s),汽轮机调门开度uT(%);中间变量为进入磨的实际煤量r′m(kg/s)和锅炉燃烧率rB(kg/s);输出为机前压力pt(MPa),机组负荷NE(MW),模型同时能够反映机组主要参数汽包压力pb(MPa),汽轮机调节级压力p1(MPa)的变化情况.此类机组简化模型可以描述为r′m=e-τsuB(1)ΤfdrBdt=-rB+r′m(2)Cbdpbdt=-Κ3ptμΤ+Κ1rB(3)ΚtdΝdt=-Ν+Κ3ptuΤ(4)pt=pb-Κ2(Κ1rB)1.5(5)r′m=e−τsuB(1)TfdrBdt=−rB+r′m(2)Cbdpbdt=−K3ptμT+K1rB(3)KtdNdt=−N+K3ptuT(4)pt=pb−K2(K1rB)1.5(5)式中,K1为燃料增益;K2为过热器阻力系数;K3为汽轮机增益;τ为制粉过程迟延时间;Tf为制粉惯性时间;Cb为锅炉蓄热系数;Kt为汽轮机动态时间.在直吹式制粉系统中,煤经过给煤机,在磨煤机内磨制成煤粉后送入炉膛内燃烧,这一过程存在很大的惯性和迟延,式(1)～式(2)的物理意义是描述制粉过程的惯性和迟延.煤粉在锅炉内燃烧释放热量被将水加热为过热蒸汽,式(3)描述这一能量平衡过程.式(4)描述蒸汽在汽轮机内做功及流经再热器的惯性.式(5)描述过热器的差压特性.汽轮机调节级压力可以描述为:p1=ptuΤ/100(6)p1=ptuT/100(6)模型静态参数可由机组设计参数确定,必要时可利用机组稳态运行数据进行修正;动态参数需要利用燃料量及汽轮机高压调门扰动实验确定.2调门开度信号和燃料扰动模型中K1的物理意义是单位燃料量对应的机组负荷,存在以下关系:Qar=Κ1ηu(7)式中,Qar为燃料低位发热量(MJ/kg);ηu为机组发电效率.在一般情况下,机组热效率是负荷的函数,可以根据机组设计的负荷-发电煤耗曲线确定.进行机组效率修正后,K1仅与相Qar关,求得K1即可知燃料发热量.联合式(1)～式(6),有:Κ1=100Κ3p1(s)+Cbpb(s)s11+Κfse-τsuB(s)(8)公式中包含1个静态参数K3和3个动态参数Tf、τ和Cb.(1)在静态时有K3=0.01N/p1,利用机组设计数据可以得到.(2)获得Cb需要进行汽轮机高压调门扰动实验.将燃料指令和汽轮机高压调门开度指令切为手动状态,在机组负荷和压力均稳定时,uB保持不变,uT阶跃增加.记录机组负荷NE和汽包压力pb直到稳定.锅炉的蓄系数为:Cb=∫(Ν(t)-Ν(0))dtpbt-pb0(9)获得Tf、τ需要进行燃料扰动实验,但存在的困难是无法直接测量燃料在炉膛内燃烧释放的热量信号.文献提出了一种利用锅炉总风量和排烟氧量计算热量的方法:Q=(21-Ο2)V21Κvq(10)式中,O2为锅炉排烟氧量,%;V为锅炉总风量;Kvq为煤的空气热量比,m3/MJ,对于绝大多数煤种,Kvq为0.261左右.此方法计算热量的绝对精度不是很高,但是利用风烟侧信号计算得到的热量,其动态响应速度要优于利用汽水侧参数构造的DEB热量信号.由于需要辨识的是动态参数,热量信号的绝对精度并非十分重要.具体实验过程是:将燃料指令和汽轮机高调门开度指令切为手动状态,在机组负荷和压力均稳定时,uT保持不变,uB阶跃增加,记录O2和V直到稳定,利用公式(9)构造Q,通过uB与Q之间的关系辨识Tf、τ.汽轮机惯性时间可通过汽轮机甩负荷实验数据确定,变化范围相对较小.由于存在未建模因素和模型误差,利用式(7)和式(8)计算得到的燃料发热量信号也存在一定的扰动.主要是汽包压力不仅仅受uB和uT的影响,还受给水波动的影响,微分作用会将扰动放大,因此需要对汽包压力进行滤波.通过分析运行数据发现,相对与uB和uT,给水扰动的频率分量较多为高频分量,可以采用具有最快下降特性的高阶切比雪夫滤波器对汽包压力进行滤波后再计算.3机组发电效率以大唐盘山电厂3号机为例,锅炉为HG-2023/17.6-YM4型亚临界压力一次中间再热汽包锅炉,采用正压直吹式制粉系统;汽轮机为哈汽N600-16.7/537/537-I型单轴4缸4排汽凝汽式汽轮机.在正常情况下,机组采用滑压运行方式,50%～100%负荷范围内可以不投油助燃.机组额定负荷主要设计参数示于表1.根据设计参数和扰动实验,确定机组模型为:r′m=e-23suB(10)189drBdt=-rB+r′m(11)7690dpbdt=-0.506ptuΤ+8.816rB(12)12dΝdt=-Ν+0.506ptuΤ(13)pt=pb-0.000205(8.816rB)1.5(14)利用式(7)可估算额定负荷下机组发电效率约为43.05%,与设计值相吻合.机组发电效率同时受到多种因素的影响,是影响燃料发热量计算准确度的主要原因.这里只进行了负荷修正,不过对于控制来说,这样的精度已经足够满足要求了.图1为1个月内计算燃料低位热值Qar和电厂化验室的实测数据的对比.可以看出,两者的趋势大致是吻合的.化学分析存在较大的采样、制样误差,可能是造成偏差的主要原因.图2为机组参与一次调频,负荷小范围波动下的Qar变化情况.可以看出,Qar具有很好的稳定性,受负荷波动的影响很小.图3为负荷稳定情况下Qar发生变化的情况,由于消除了压力侧扰动,Qar噪声成份很少.能够反映燃料发热量的变化.图4显示一段机组升负荷情况下曲线,机组负荷由520MW上升至600MW,升负荷期间启动1台磨煤机,对应投入1层燃烧器.可以看出,Qar基本不受磨煤机启停的影响,具有很好的抗锅炉侧扰动的能力.4燃料发热量计算方法本文提出一种基于机组负荷压力模型的燃料发热量信号实时计算方法.该方法利用机组负荷-压力非线性动态模型计算出的燃料低位发热量,具有以下特点:(1)燃料发热