李 魯，賈慶巖

（國網(wǎng)湖北省電力有限公司 電力科學研究院，武漢 430077）

0 引言

超超臨界機組是相對于超臨界機組概念提出來的更高參數(shù)的機組類型，其主蒸汽壓力和溫度分別可以達到26MPa和600℃以上，更高的蒸汽參數(shù)則可以降低煤耗、減少污染物排放和提高機組的效率[1]。隨著電網(wǎng)大容量火力發(fā)電機組的日益增多，電網(wǎng)的結(jié)構(gòu)和運行方式越來越復雜，電網(wǎng)對機組的負荷調(diào)整能力和調(diào)峰能力的需求越來越高，從而對自動發(fā)電控制（AGC）提出了更高的要求，而提高火電機組AGC控制水平的關鍵就在于提高機組的協(xié)調(diào)控制水平。

本文以湖北某上汽-西門子660MW機組為例，重點介紹了協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)各子系統(tǒng)的控制策略。該機組制粉系統(tǒng)采用正壓直吹式冷一次風機系統(tǒng)，配備了6臺中速磨煤機，5運1備。汽輪機為上海汽輪機廠和西門子公司聯(lián)合設計的N660-27/600/610型660MW超超臨界、一次中間再熱、四缸四排汽、凝汽式汽輪機，給水系統(tǒng)配置1臺100%容量的汽動給水泵。

1 上汽西門子機組控制特點

上汽西門子機組控制系統(tǒng)最大的特點是將油系統(tǒng)、抽汽疏水系統(tǒng)、軸封系統(tǒng)等系統(tǒng)全部納入DEH中，并應用啟機順控一鍵啟動至并網(wǎng)階段，因此其自動化程度較高。與傳統(tǒng)DEH相比較，從自動調(diào)節(jié)的角度來看，主要有如下幾點區(qū)別：

1）以往傳統(tǒng)的設計理念是在協(xié)調(diào)控制方式下，DEH接收DCS流量指令換算成相應的閥位指令后調(diào)節(jié)負荷，閥位指令則是通過CCS的功率控制器運算輸出后經(jīng)過閥門流量特性曲線折算得到的。上汽西門子機組DEH接收的是來自DCS的負荷指令，而非流量指令。因此，上汽西門子機組負荷控制在DEH完成，DEH完成了傳統(tǒng)CCS中汽機主控的功能[2]。

2）上汽西門子機組DEH中負荷控制和轉(zhuǎn)速控制采用的是同一控制器。機組并網(wǎng)前為轉(zhuǎn)速控制器，在機組并網(wǎng)后自動切換為負荷控制器，此時通過一次調(diào)頻開環(huán)調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)速。

3）上汽西門子機組DEH有兩種控制方式，分別為初壓控制方式和限壓控制方式。初壓控制方式下，DEH控制調(diào)門開度調(diào)節(jié)機前壓力；限壓方式下，DEH控制調(diào)門開度調(diào)節(jié)負荷。為了投入?yún)f(xié)調(diào)控制方式，應在鍋爐側(cè)各子系統(tǒng)投入自動后，投入限壓方式，機組即處于以鍋爐跟蹤為基礎的協(xié)調(diào)控制方式。

2 協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)邏輯設計

上汽西門子機組完整的協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)，同時包含了鍋爐側(cè)和DEH側(cè)相關的調(diào)節(jié)子系統(tǒng)，鍋爐側(cè)主要調(diào)節(jié)主汽壓力，DEH主要調(diào)節(jié)負荷。另外，在設計協(xié)調(diào)控制策略時將負荷變化和主蒸汽壓力變化的信號，同時引入鍋爐主控控制器和DEH功率控制器中，兩者互相獨立又互相協(xié)調(diào)，使機組既能適應電網(wǎng)側(cè)負荷快速變化的需要，又不會使主汽壓力產(chǎn)生較大波動，保證了機組安全穩(wěn)定運行。以主要的幾個子控制系統(tǒng)的控制回路為例，闡述其控制策略和控制邏輯。

2.1 鍋爐主控

超超臨界直流鍋爐是一個大慣性、大遲延的控制對象[3]，為了加快鍋爐側(cè)的響應，引入了鍋爐主控前饋信號[4]，鍋爐主控前饋主要由以下4部分組成：

1）負荷指令前饋。由于鍋爐主控輸出設計為負荷量，然后再通過函數(shù)關系轉(zhuǎn)換成燃料量送入燃料設定值回路，因此負荷指令則可以直接乘以熱值校正系數(shù)作為負荷指令前饋環(huán)節(jié)，熱值校正系數(shù)是當前負荷下實際燃料量與理論燃料量的比值。此部分為鍋爐主控輸出的主要部分。

圖1 鍋爐主控控制回路邏輯框圖Fig.1 The logic diagram of boiler control loop

2）負荷指令微分前饋。設計該前饋回路主要考慮兩方面因素，其一，是為了在負荷指令變化時提前調(diào)節(jié)鍋爐燃料量，使鍋爐快速響應負荷要求；其二，是考慮到主汽壓力偏差對該部分前饋的影響，當主汽壓力偏差越大，此部分前饋作用應當越強。綜合上述考慮，將主汽壓力經(jīng)過函數(shù)換算后作為負荷指令微分前饋的校正系數(shù)，動態(tài)補償負荷指令微分作用。

3）主汽壓力偏差微分前饋。當壓力設定值與實際壓力偏差時，微分環(huán)節(jié)代表單位時間內(nèi)壓力偏差的變化量。主汽壓力偏差微分后乘以校正系數(shù)作為前饋量，當主汽壓力偏差發(fā)生變化，可以快速調(diào)節(jié)燃料量，達到減小主汽壓力的超調(diào)量的效果。

4）主汽壓力設定值微分前饋。與主汽壓力偏差微分前饋類似，主汽壓力設定值微分后乘以校正系數(shù)作為前饋量。主汽壓力設定值變化時，該前饋作用相應變化，提前調(diào)節(jié)燃料量，使主汽壓力能較好地跟隨設定值。

圖1所示為鍋爐主控控制回路邏輯。圖中，f(x)為函數(shù)模塊，lag為滯后模塊，A為常數(shù)模塊。壓力設定值通過負荷指令經(jīng)過滑壓曲線函數(shù)生成目標壓力值再經(jīng)過三階慣性環(huán)節(jié)送入鍋爐主控控制器中，壓力速率和壓力偏置通過運行人員手動輸入，三階慣性時間由負荷指令變參數(shù)產(chǎn)生。鍋爐主控控制器的比例增益Kp和積分增益Ki根據(jù)負荷指令對應的兩個不同函數(shù)形成。在變負荷階段，主要由鍋爐主控前饋調(diào)節(jié)鍋爐主控輸出，此時鍋爐主控PID控制器比例作用和積分作用相應減弱。當負荷穩(wěn)定時，鍋爐主控動態(tài)前饋不參與調(diào)節(jié)，鍋爐主控PID控制器比例積分作用相應的增強，此時根據(jù)主汽壓力與設定值之間的偏差來調(diào)節(jié)鍋爐主控輸出。

2.2 燃料主控

圖2 燃料主控控制回路邏輯框圖Fig.2 The logic diagram of fuel control loop

燃料量設定值生成回路由鍋爐主控輸出對應的煤量函數(shù)、風量對應的煤量函數(shù)、給水流量對應的煤量函數(shù)三者取小值形成，然后送到燃料主控PID回路中。這樣設計的目的是為了在穩(wěn)定負荷工況下，使燃料量不會大幅變化，維持機組主蒸汽壓力和溫度的穩(wěn)定；在變負荷工況下，給水流量和總風量對應的煤量函數(shù)會增加一定的偏置，確保此時鍋爐主控對應的燃料量是最小值而成為燃料主控設定值，從而保證鍋爐燃燒的提前動作，使鍋爐主控前饋發(fā)揮相應的作用。圖2所示為燃料主控設定值生成回路和燃料主控控制回路邏輯。

燃料主控PID參數(shù)采用變參數(shù)調(diào)節(jié)，給煤機自動投入數(shù)量修正比例增益Kp。燃料主控輸出作為燃料給定值分別送至各個給煤機控制器，通過控制給煤機轉(zhuǎn)速來調(diào)節(jié)給煤量。

2.3 給水主控

水煤比是直流鍋爐一個主要監(jiān)視和調(diào)整參數(shù)，直流鍋爐中水煤比調(diào)節(jié)的方式主要有兩種[5]，一種是“水跟煤”即機組負荷指令送入燃料主控，根據(jù)煤量來調(diào)節(jié)給水流量來確保水和煤的合適比例；一種是“煤跟水”即機組負荷指令送入給水主控，根據(jù)給水量來調(diào)節(jié)煤量來確保水和煤的合適比例。本次設計采用了前者的控制方式，在變負荷階段，燃料主控輸出對應的給水函數(shù)減去一定偏置后，再送入取最小值環(huán)節(jié)，確保由燃料量來控制給水流量。

由于該機組給水系統(tǒng)配置1臺100%容量的汽動給水泵，因而給水控制就是直接通過控制汽泵的轉(zhuǎn)速來改變給水流量。給水主控投入自動前MEH需投入遙控方式，此時給水主控輸出值進入MEH轉(zhuǎn)速控制回路控制給水泵汽輪機轉(zhuǎn)速。給水流量的設定值由兩部分組成，如圖3所示。一部分根據(jù)鍋爐主控指令對應的給水流量函數(shù)與燃料主控指令對應的給水流量函數(shù)比較限幅后形成；另一部分由中間點溫度控制器輸出組成，這部分即為給水主控前饋，在中間點溫度變化后，可以提前改變給水流量，維持機組的穩(wěn)定運行。

圖3 給水主控控制回路邏輯框圖Fig.3 The logic diagram of feed water control loop

2.4 汽機主控指令回路

汽機主控指令回路邏輯框圖如圖4所示。給定負荷在AGC方式下接受省調(diào)的AGC指令，退出AGC方式下由操作員給定。給定負荷生成后經(jīng)DCS畫面上設置的負荷速率和負荷上、下限制，再經(jīng)過三階慣性環(huán)節(jié)，加上壓力回調(diào)分量后，作為負荷設定值送入DEH功率回路。三階慣性環(huán)節(jié)之前的負荷指令一組送入鍋爐主控、給水主控等控制回路；另一組加入了一次調(diào)頻分量送入鍋爐主控前饋，使一次調(diào)頻能夠?qū)崿F(xiàn)CCS+DEH方式。

設置壓力回調(diào)分量是為了當壓力偏差過大時，通過在短時間內(nèi)改變汽機的負荷來達到穩(wěn)定主汽壓力的目的，但是這一分量會降低機組AGC的響應速率[6]，造成變負荷速率達不到AGC考核標準的后果。因此，為了在AGC動態(tài)過程中不至于因壓力回調(diào)而影響AGC響應速度，增加了在機組AGC運行方式下，減小三階慣性時間的邏輯，此時給定負荷經(jīng)過滯后環(huán)節(jié)的速率將加快，從而提高了負荷響應速率。

3 系統(tǒng)投運及AGC試驗分析

在完成上述控制策略的組態(tài)并分別在不同負荷工況下對各個控制回路的參數(shù)進行優(yōu)化調(diào)整后，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)順利投入運行。對各個PID控制器的變參數(shù)進行整定，并對滑壓曲線，負荷與燃料、給水與燃料、風量與燃料、負荷與給水、燃料與給水等函數(shù)關系在初始值的基礎上根據(jù)當前煤質(zhì)和實際負荷變動試驗情況進行修正。

圖4 汽機主控指令回路邏輯框圖Fig.4 The logic diagram of instruction loop of turbine control

完成負荷變動試驗和參數(shù)整定后，進行了AGC聯(lián)調(diào)變負荷試驗。試驗時依次投入?yún)f(xié)調(diào)控制方式和AGC方式，設置變負荷率7.5MW/min，負荷變動區(qū)間360MW～660MW（55%Pe～100%Pe，Pe為額定負荷）。根據(jù)《華中區(qū)域發(fā)電廠并網(wǎng)運行管理實施細則》和DL/T 1210-2013《火力發(fā)電廠自動發(fā)電控制性能測試驗收導則》的要求，直吹式制粉系統(tǒng)機組AGC性能指標主要有以下幾點：

1）變負荷率應達到1%Pe/min。

2）負荷響應時間不超過60s。

3）負荷動態(tài)過調(diào)量應不超過±1.5%Pe，穩(wěn)態(tài)偏差應不超過±1%Pe。

AGC試驗數(shù)據(jù)見表1，圖5為660MW～390MW降負荷區(qū)間內(nèi)的試驗曲線。試驗結(jié)果表明該機組AGC性能指標均滿足上述要求，具備了正常的調(diào)峰能力。

4 結(jié)語

本文針對某上汽西門子超超臨界機組的特點對其部分協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)控制邏輯進行了詳細的介紹和分析，AGC試驗結(jié)果表明本文所述的控制策略及控制邏輯合理，可以為同類型機組提供參考和借鑒。

由于設置合理的滑壓曲線和合理的水、煤、風、負荷之間的耦合曲線是決定超超臨界機組協(xié)調(diào)控制水平的關鍵因素，同時變參數(shù)的設置使控制系統(tǒng)有較好的自適應性。因此，在優(yōu)化控制策略外，正確選擇合適的控制參數(shù)也是提高機組協(xié)調(diào)控制水平的一個重要方面。

表1 AGC變負荷試驗數(shù)據(jù)Table 1 The data of AGC variable load test

圖5 AGC變負荷試驗曲線Fig.5 The test curve of AGC variable load test