CN102323748B - 直流炉单元机组直接能质平衡协调控制系统 - Google Patents

Abstract

本发明分别采用直接能量平衡机理实现汽机功率调节回路与锅炉燃烧调节回路间的动态解耦，采用直接质量(流量)平衡机理实现汽机功率调节回路与锅炉给水调节回路间的动态解耦，将通常的直流炉单元机组3×n多变量并行控制系统解耦成为一个具有递阶控制结构的解耦控制回路。锅炉燃烧调节回路取消了通常的机前压力串级调节器，而以锅炉蒸发受热面的焓增偏差作为其控制输入；锅炉给水调节回路则设计为以汽机功率指令为输入的燃水比调节，并设计了锅炉燃烧和给水间的动态补偿。该方法最大限度地消除了各调节回路间的耦合影响，调整方便，改善了变压、变负荷工况下直流炉单元机组协调控制系统的控制品质。

Description

直流炉单元机组直接能质平衡协调控制系统

技术领域

本发明涉及一种火电厂单元机组协调控制系统，特别是一种基于直接能质平衡机理的直流炉单元机组协调控制系统，属于热工自动控制领域。

背景技术

火电厂单元机组被控对象本身是一个具有非线性、多变量、强时变和大时滞特性的复杂热力过程，各变量之间存在着强关联和强耦合作用，尤其是锅炉-汽轮发电机间动态特性的显著差异和各变量间的强耦合作用极大地制约了机组的负荷响应特性。因此，火电厂单元机组通常设计有一套锅炉-汽轮发电机组协调控制系统。

通过对现有文献检索可以发现，在以往配置汽包锅炉的亚临界单元机组中，一种由美国L&N公司首先提出的DEB直接能量平衡协调控制系统(美国专利U.S.3545207、U.S.3802189、U.S.3896623、U.S.4174618、U.S.4213304)得到了广泛的应用(李希武.直接能量平衡法(DEB)协调控制系统分析[J].中国电力，2000，33(6)：74-77)。该协调控制方案通过将能够表征锅炉热量输入的汽机调节级压力P₁和锅炉汽包压力P_D微分之和，即P₁+K_D×dP_D/dt，与代表汽轮机能量需求的指令信号P_S×P₁/P_T相平衡，巧妙地实现了机-炉多变量控制系统的解耦。(郑昶，曹在基.DEB协调控制系统[J]动力工程，1989，(04)：1-9)。本专利发明人申请的中国专利CN101520642B则公开了一种结合直接能量平衡机理来简化协调控制系统被控对象动态建模仿真和DEB协调控制系统现场试验和调整的方法。

而对目前国内大量新建的超临界参数火力发电机组，由于蒸汽工质本身的热物理特性决定了其只能采用直流锅炉(简称直流炉)。与汽包锅炉相比较，直流锅炉的主要特点是汽水流程中没有作为汽水固定分界点的汽包，工质依靠给水泵的压头一次性通过锅炉蒸发受热面和过热受热面。同时，现代超临界机组一般都设计采用变压运行方式。这时，锅炉工质会从亚临界变化到超临界状态，其间工质物性会发生显著变化。在亚临界时，工质的加热区段有热水段，蒸发段和过热段；随着锅炉运行压力升高，汽化潜热减少，当运行参数达到或超过临界点(压力22.115MPa、温度374.15℃)时，水直接变为蒸汽，汽化潜热为零。至此，锅炉内的工质不再有汽液两相共存的蒸发段。超临界机组这种复杂的热力学特性导致机组协调控制系统各主要输出变量之间具有维数更高的非线性和时变强耦合特性，简单地采用类似配汽包锅炉的亚临界火力发电机组协调控制系统2×2维的解耦设计方案已无法满足亚临界或超临界直流炉单元机组运行控制的需要。

同时，对采用全周进汽节流调节运行方式的大容量超临界汽轮机，由于汽轮机未设计调节级叶片，也不存在之前所述的DEB直接能量平衡协调控制系统设计方案中表征机组内部流量平衡的汽机调节级压力信号P₁。

由于无法像汽包锅炉单元机组那样选取一个类似汽包压力P_D那样能够综合反映机炉能量和质量动态平衡的测量信号，在目前的实际工程应用中，各种直流炉单元机组协调控制系统所采用的方案仍是通过选择被控对象各输入量和输出量的匹配，按单变量控制方法设计各自的闭环调节回路，然后设置解耦因子来实现各个并行的调节回路之间响应性能与解耦程度之间的折衷(夏明，张惠娟.机组协调控制系统结构对控制性能影响分析[C].中国电机工程学会高效清洁燃煤机组协作网年会.2008.10.南京)。也就是设计为以锅炉跟踪为基础的协调控制系统(CBF)或以汽轮机跟踪为基础的协调控制系统(CTF)。在这两种协调控制系统设计方案中，汽轮机和锅炉侧的调节回路将分别控制汽轮发电机组的输出功率N_T和汽轮机机前压力P_T，或反之。这种采用机组输出功率N_T、汽轮机机前压力P_T和锅炉出口蒸汽温度T_B作为协调控制系统控制变量的设计方案又常称为间接能量平衡协调控制系统(或直接指令平衡协调控制系统DIB)。中国专利CN101988697A给出了根据被控参数的变化在上述两种传统的协调控制系统模式之间进行智能自适应切换的方法，在变负荷和稳定运行时能自动选择较理想的运行控制模式；中国专利CN101509656则提出了一种在传统设计方案基础上增加燃烧率和给水增量观测器，以改善现有的超临界直流炉综合型协调控制系统控制品质的方法。

一般地，直流炉单元机组协调控制系统被控对象可简化为一个3×n维多输入输出模型，这个模型反映了被控对象的基本耦合特征和并行调节回路的设计特点。其中输入分别为锅炉燃烧率指令，锅炉给水流量和汽机功率(或调门开度)指令；输出(当n取4时)分别为汽轮发电机组输出的实际功率N_T、汽轮机机前压力P_T、锅炉出口蒸汽温度T_B和直流炉中间点温度T_M。

其中，直流炉中间点温度T_M也是直流锅炉运行过程中的一个重要的监控参量，但对超临界直流锅炉，其变压运行时工质将从亚临界过渡到超临界状态，因此，中间点温度的变化具有更明显的非线性特性。在亚临界参数下，要保证该点的温度具有一定的过热度，以防止过热器进水，而进入超临界状态，则既要保证工质的大比热区尽可能地离开强辐射受热区域；又要兼顾中间点温度控制特性的双向线性度和对称度。加之中间点温度本身的大滞后特征，与汽包锅炉中的汽包压力P_D相比，并不能很好地直接表征为直流锅炉的能量平衡信号。

燃水比是直流锅炉最重要的一个控制变量。通常设计采用锅炉燃水比信号来作为直流锅炉燃料和给水间的静态平衡因子。但在锅炉煤质变化较大，发热量偏离设计值时，燃水比信号的校正作用将随之偏离，仍需要通过中间点温度等信号进行多级校正。

为了克服各种干扰和不确定因素对协调控制系统调节品质的影响，一些国外厂商提供的直流锅炉控制策略中也在锅炉给水流量指令回路中引入了锅炉蒸发受热面焓差信号来进行燃水比的修正，但其协调控制系统的结构仍然和前面所述相同(刘潇，曹冬林，丁劲松.外高桥1000MW超超临界机组闭环控制系统设计[J]冲国电力，2006，39(3)：70-73)；国内一些研究也对超超临界机组热量信号问题进行了分析，试图套用类似汽包锅炉单元机组DEB直接能量平衡协调控制系统的设计思想完善直流炉单元机组协调控制系统(孙群丽，李家川，王钊，马育苗.超超临界机组热量信号构造研究[J].热力发电，2009，38(9)：37-39)，但并没有给出一个能够在工程中应用的完整控制方案。德国Siemens公司则提出了一种采用凝结水节流的直流炉协调控制系统方案，充分利用整个热力系统的蓄质和蓄能来提高机组的响应能力，但该方案的实施要求整个热力系统本身予以匹配(姚峻，陈维和.900MW超临界机组一次调频试验研究[J].华东电力，2006，34(8)：84-87)。美国专利U.S.4909037给出的直流锅炉控制系统设计方案用一个磨煤机的模型取代了汽包炉DEB协调控制系统中汽包压力的微分信号来作为锅炉能量信号，但磨煤机本身是锅炉设备中动态不确定性最大的一个，采用试验获得这个精确的模型是相当困难的。中国专利CN101922317A则给出了一个与现有DEB协调控制系统技术资料极为相似的“超临界机组协调控制系统”的原理性表述。但附图中的“能量平衡信号模块”输出至一个“电压补偿模块”，并将其引入到“锅炉输入协调模块”作为机炉直接能量平衡信号，这个语义不详的“电压”信号显然有悖于工艺过程的基本物理机理。比对该专利中其它多处不甚准确的专业词汇表述，应是对已公开的DEB协调控制系统英文技术文献中“汽压”信号的译误。

在汽包炉单元机组中，机炉间工质的质量平衡一般是通过汽包水位三冲量控制回路独立实现的，汽包锅炉的自然循环受热面本身也具有流量自补偿特性。因此，充分利用其蓄质和蓄能大的特点，在能量侧实现单向解耦是汽包炉单元机组DEB协调控制系统设计的精髓。而直流炉的循环倍率为1，其工质的质量(流量)和工质的能量(总焓)是直接关联的，具有与汽包炉完全不一样的控制特性。必须首先解决机炉间流量的平衡。也就是说，直流炉单元机组协调控制系统设计的关键是质量和能量双向耦合特性的解耦，直流炉单元机组协调控制系统应该是一种与现有DEB协调控制系统原理迥异的双向直接能质平衡协调控制系统(DoubleDirect Energy Balance Coordinated Control System，DBC)。由于直流锅炉的蓄能和蓄质都远小于汽包锅炉，因此，尽管直流炉单元机组从热力系统角度看具有更好的负荷调节特性，但主要控制参数的变化幅度和速率也更大，加之运行参数高，安全裕度小，其控制特性的优劣很大程度上限制了机组的变负荷适应性。尤其是针对国内火电厂单元机组运行负荷变化频繁，煤质变化较大等实际情况，工程上迫切需要一种满足直流炉单元机组运行控制特点的协调控制系统实现方法。本发明申请人在所承担的上海市科技创新专项中，对国内近年来技术引进的几种典型直流锅炉的设计特点及协调控制策略进行了深入的分析，提出了一种适合直流炉单元机组的优化设计方案。

发明内容

本发明针对现有技术的不足，提出了一种直流炉单元机组直接能质平衡协调控制系统实现方法，针对直流炉单元机组协调控制系统被控对象3×n维多输入输出耦合特性，分别利用被控对象本身能量和质量的直接平衡机理和递阶解耦控制结构，来实现直流锅炉-汽轮机发电机组被控对象的输出响应和燃水比、汽压、汽温等主要被控参数间的解耦，以及各调节回路给定值响应及其干扰响应的相互独立调节和动态补偿。

在单元机组中，实际运行中进入锅炉的燃料所产生的有效发热量会受到制粉系统滞后以及多种其它因素的影响，这些影响因素一般统称为协调控制系统的内扰，而机组输出功率等因素变化对锅炉运行状态的影响则称为协调控制系统的外扰。协调控制系统设计的核心就是有效地克服外扰和内扰的综合影响，在保证机组主要参数稳定的前提下获得最好的动态响应能力。

本发明采用了一种汽机侧调节回路实现功率平衡、锅炉燃料侧调节回路实现热量平衡(焓差调节)和给水侧实现流量(质量)平衡(机前压力校正)的递阶解耦控制回路。通过计算锅炉蒸发受热面在运行中的实际焓差与设计值间的偏差，并考虑锅炉变压过程中蓄热变化的影响，形成一个能够反映锅炉有效发热量的软测量信号作为直流炉单元机组的直接能量平衡信号，并在汽机侧调节回路利用其进行功率指令的修正，实现汽机负荷需求和锅炉实际能力间的直接能量平衡；由于直流锅炉循环倍率为1，机炉间工质的流量(质量)的动态平衡对汽压、汽温等主要参数的影响更大，因此，锅炉给水采用了汽机输入指令TID(亦即汽机功率指令μ_T)作为燃水比校正回路的输入信号，当锅炉燃料内扰时，μ_T维持不变，因而锅炉给水流量指令μ_BW也不发生变化，通过汽机和锅炉给水流量的直接平衡，减少了机前压力P_T的波动；而锅炉燃烧调节回路将直接根据总热量偏差进行调节，消除内扰的影响；当外扰发生时(通常为汽轮机输出功率的变化)，锅炉燃烧率指令μ_BF将根据热量偏差进行调节，实现了锅炉输入能量与汽机需求变化间的直接平衡，而锅炉给水流量指令μ_BW仍能实现根据汽机流量需求的直接质量平衡，并通过锅炉直接能量平衡信号的动态补偿作用，减少了过渡过程对锅炉出口汽温的影响。

本发明的技术方案包括汽机功率调节回路1，其输出为汽机功率指令μ_T；锅炉给水调节回路2，其输出为给水流量指令μ_BW锅炉燃烧调节回路3，其输出为燃烧率指令u_BF；和现有技术的汽包锅炉单元机组DEB直接能量平衡协调控制系统设计思想不同之处在于：不是单纯以锅炉蓄能的动态补偿作为系统解耦的主要手段，而是分别采用直接能量平衡机理实现汽机功率调节回路1与锅炉燃烧调节回路3间的动态解耦，采用直接质量(流量)平衡机理实现汽机功率调节回路1与锅炉给水调节回路2间的动态解耦；并通过机组功率指令信号ULD和燃水比校正信号δ将上述三个多变量并行调节回路转化为具有递阶结构的解耦调节回路，具体是按照以下步骤实现的：

(1)选取直流锅炉蒸发受热面实际焓增ΔH_M与设计焓增ΔH_S的偏差函数f(ΔH_S，ΔH_M)作为直流炉单元机组的直接能量平衡信号φ，并作为锅炉燃烧调节回路3的控制输入，同时取机前压力设定值P_S的函数f(P_S)对锅炉蓄能进行修正；并将机组功率指令信号ULD的函数f(ULD)作为锅炉燃烧调节回路3的前馈信号；即：

锅炉燃烧率指令μ_BF＝PID (φ+f(P_S))+F(ULD)

φ＝f(ΔH_S，ΔH_M)

其中，PID (φ+f(P_S))是锅炉燃烧调节回路3的比例-积分-微分控制器，f(P_S)为锅炉蓄能修正函数，F(ULD)为动态前馈函数；

(2)汽机功率调节回路1的控制输入为机组功率指令信号ULD和机组实际功率N_T之差，同时，在汽机功率指令μ_T的形成回路中还包含一个焓差校正因子，当锅炉侧热量偏差大时，将限制汽机功率指令的输出，即：

μ_T＝PID(ΔN_T)-f(φ)

ΔN_T＝ULD-N_T

其中，PID (ΔN_T)是汽机功率调节回路1的比例-积分-微分控制器，f(φ)是以直接能量平衡信号φ为输入的焓差校正因子；

(3)锅炉给水调节回路2为带机前压力P_T与设定值P_S偏差校正的燃水比控制，并以燃水比信号δ作为机组的直接质量(流量)平衡信号，其输入为汽机功率指令μ_T，即：

锅炉给水流量指令μ_BW＝δ(μ_T)+F(ΔP_T)

ΔP_T＝P_S-P_T

其中，F(ΔP_T)是锅炉给水调节回路2的机前压力偏差校正因子，δ(μ_T)是锅炉燃水比信号，在本发明中，锅炉燃水比信号δ(μ_T)的输入采用汽机功率调节回路1的输出，且设计为与直接能量平衡信号φ相关的多阶滞后函数，通过该函数可以实现锅炉燃料与给水调节回路的动态解耦，即：δ(μ_T)＝f(μ_T)/(1+T(φ)s)ⁿ

其中s为拉普拉斯算子，T(φ)是以直接能量平衡信号φ为输入的时间常数，n为多阶滞后函数的阶数(1≤n≤3)，f(μ_T)是以μ_T为输入的给水流量-功率非线性函数。

同时，直接能量平衡信号φ中的直流锅炉蒸发受热面实际焓增与设计焓增的偏差函数f(ΔH_S，ΔH_M)可采用不同的表达式，如设计为焓增ΔH_S与实际焓增ΔH_M之差：

φ＝f(ΔH_S，ΔH_M)＝ΔH_S-ΔH_M

其中直流锅炉蒸发受热面实际焓增ΔH_M为由实际测量的给水流量乘以分别由锅炉中间点和省煤器入口的压力、温度计算得到的焓值之差，而ΔH_S是由锅炉设计数据计算得到直流锅炉蒸发受热面设计焓增函数；

f(ΔH_S，ΔH_M)也可表示为设计焓增ΔH_S与实际焓增ΔH_M之比，即：

φ＝f(ΔH_S，ΔH_M)＝ΔH_S/ΔH_M

本发明的优点在于：直接针对直流炉单元机组这样具有严重的非线性、强耦合、时变和时滞特点的被控对象，从机组被控对象本身的物理特征出发，分别利用其能量和质量的直接平衡机理进行解耦设计，从而根本上解决了被控对象输入输出参数之间存在的严重耦合以及不能分别优化各调节回路给定值响应及其干扰响应的弊端，显著改善了直流炉单元机组变压和变负荷工况下的动态响应特性和参数稳定性。

附图说明

图1是采用本发明设计实现的协调控制系统的原理性框图；

图2是现有设计的直流炉单元机组协调控制系统的原理性框图；

图3是偏差校正函数的示意图。

具体实施方式

下面结合附图1～3对本发明的实施例作详细说明，但本发明的保护范围不限于下述的实施例。

一台1000MW超超临界机组采用本发明优化后的直接能质平衡协调控制系统的原理性框图如附图1所示，而其原设计的常规直流炉单元机组协调控制系统方案如附图2所示。

在原设计方案中，采用了大多数直流炉单元机组协调控制系统的典型设计(附图2)。其中，汽机侧设计为功率调节回路，在汽机功率调节回路中采用了压力偏差拉回回路22进行校正，亦即当压力偏差大时将闭锁汽机功率指令向偏差扩大方向的动作，这种设计本质上是以机前压力偏差作为汽机侧需求与锅炉侧能力间失衡的表征，即锅炉与汽轮机间的能量失衡反映到机前压力参数之后，再根据其偏差对汽机功率进行修正，也就是通常说的间接能量平衡方式；

锅炉侧设计为机前压力调节回路23，并引入负荷指令前馈24以改善调节回路的响应特性；锅炉输入指令BID并行输出至锅炉燃烧调节回路和锅炉给水调节回路；在锅炉给水调节回路侧设计有燃水比校正回路25，并以中间点温度对燃水比回路修正26。可以看出，这种设计的核心思想是锅炉侧燃烧率指令μ_BF和给水流量指令μ_BW的并行输入，也就是直接指令平衡。由于锅炉燃烧和给水间的动态特性存在较大差异，因此，实际应用时必须反复调整好BID的动态补偿方案才能获得较好的调节效果。否则，常会由于变负荷过程中燃料和给水动态特性的不同步或者由于内扰的影响，造成机前压力和锅炉出口汽温大幅波动。同时，由于煤质的变化，以锅炉侧燃烧率指令μ_BF为输入的燃水比校正也会与设计值之间出现较大的偏差。

应用本发明对该1000MW超超临界直流炉单元机组的协调控制系统进行优化设计之后(附图1)，机组能量和质量(流量)的直接平衡分别体现在汽机侧在功率PID调节器11的基础上增加了一个锅炉输入热量(焓差)的校正回路12，并设置为一个带死区的非线性函数(附图3)，当锅炉输入热量不能满足机组功率需求时，汽机侧将直接根据能量偏差动态修正以减少汽机侧外扰对锅炉侧汽温、汽压参数的影响，实现汽机功率需求和锅炉实际能力间的匹配。

锅炉侧调节回路采用了燃烧和给水解耦设计，即锅炉燃烧调节回路直接采用锅炉蒸发受热面的焓增偏差φ＝ΔH＝ΔH_S-ΔH_M进行调节17，取消了常规设计中的机前压力调节回路23，并保留功率指令前馈14以实现机炉侧的输入平衡，在变压运行时，通过锅炉蓄热补偿系数18对锅炉焓差进行修正，该系数可由水蒸汽的热物理特性和锅炉设计数据直接计算而得，在本实例中f(P_S)可通过现场试验修正为一个多段折线，功率指令前馈14亦可以根据锅炉设计数据和现场试验整定为一个多段折线。

锅炉给水流量调节回路则采用燃水比调节，以保证机前压力的稳定，其特点是燃水比校正15的输入不是常规设计中的锅炉燃烧调节回路输出(亦即通常所说的锅炉输入指令BID)，而采用了汽机功率指令信号，这种设计避免了锅炉侧燃料内扰对给水的扰动，进而减少了汽压的波动；给水侧的机前压力校正回路13保证了变压运行时机前压力始终等于其设定值，在本实例中，机前压力校正回路13设计为一个积分校正环节。

燃水比调节15设计为与直接能量平衡相关的动态函数，即：

δ(μ_T)＝f(μ_T)/(1+T(φ)s)ⁿ

其中f(μ_T)是根据锅炉和汽轮机组设计数据拟合得到的一个以多段折线表示的给水流量-功率非线性函数，T(φ)为一个现场可调整的常数与φ绝对值之和，在本实例中该常数预设为120秒，即：T (φ)＝120+/ΔH_S-ΔH_M/

同时多阶滞后环节的阶数n预设为3，这样，当锅炉输入热量偏差大时，会限制锅炉给水侧控制指令的变化速率，从而实现锅炉燃烧和给水间的动态解耦。

Claims (4)

1.一种直流炉单元机组直接能质平衡协调控制系统，包括汽机功率调节回路(1)，其输出为汽机功率指令μ_T；锅炉给水调节回路(2)，其输出为给水流量指令μ_BW；锅炉燃烧调节回路(3)，其输出为燃烧率指令μ_BF；其特征在于：分别采用直接能量平衡机理实现汽机功率调节回路(1)与锅炉燃烧调节回路(3)间的动态解耦和采用直接质量平衡机理实现汽机功率调节回路(1)与锅炉给水调节回路(2)间的动态解耦；并通过机组功率指令信号ULD和锅炉燃水比校正信号δ(μ_T)将上述三个多变量并行调节回路转化为具有递阶结构的解耦调节回路，具体是按照以下步骤实现的：

(1)选取直流锅炉蒸发受热面实际焓增ΔH_M与设计焓增ΔH_S的偏差f(ΔH_S，ΔH_M)作为直流炉单元机组的直接能量平衡信号φ，并作为锅炉燃烧调节回路(3)的控制输入，同时取机前压力设定值P_S的函数f(P_S)对锅炉蓄能进行修正；并将机组功率指令信号ULD作为锅炉燃烧调节回路(3)的前馈信号；即：

锅炉燃烧率指令μ_BF＝PID(φ+f(P_S))+F(ULD)

φ＝f(ΔH_S，ΔH_M)

其中，PID(φ+f(P_S))是锅炉燃烧调节回路(3)的比例-积分-微分控制器，f(P_S)为锅炉蓄能修正函数，F(ULD)为动态前馈函数；

(2)汽机功率调节回路(1)的控制输入为机组功率指令信号ULD和机组实际功率N_T之差，同时，在汽机功率指令μ_T的形成回路中还包含一个焓差校正因子，当锅炉侧热量偏差大时，将限制汽机功率指令的输出，即：

μ_T＝PID(ΔN_T)-f(φ)

ΔN_T＝ULD-N_T

其中，PID(ΔN_T)是汽机功率调节回路(1)的比例-积分-微分控制器，f(φ)是以直接能量平衡信号φ为输入的焓差校正因子；

(3)锅炉给水调节回路(2)设计为包含机前压力P_T与机前压力设定值P_S的偏差校正的燃水比控制，并以锅炉燃水比校正信号δ(μ_T)作为机组的直接质量平衡信号，其输入为汽机功率指令μ_T，即：

锅炉给水流量指令μ_BW＝δ(μ_T)+F(ΔP_T)

ΔP_T＝P_S-P_T

其中，δ(μ_T)为锅炉燃水比校正信号，F(ΔP_T)是锅炉给水调节回路(2)的机前 压力偏差校正因子。

2.如权利要求1所述的一种直流炉单元机组直接能质平衡协调控制系统，其特征在于：直接能量平衡信号φ中的直流锅炉蒸发受热面实际焓增与设计焓增的偏差函数f(ΔH_S，ΔH_M)为设计焓增ΔH_S与实际焓增ΔH_M之差，即：

φ＝f(ΔH_S，ΔH_M)＝ΔH_S-ΔH_M

其中直流锅炉蒸发受热面实际焓增ΔH_M为由实际测量的给水流量乘以分别由锅炉中间点和省煤器入口的压力、温度计算得到的焓值之差，而ΔH_S是由锅炉设计数据计算得到直流锅炉蒸发受热面设计焓增函数。

3.如权利要求1所述的一种直流炉单元机组直接能质平衡协调控制系统，其特征在于：直接能量平衡信号φ中的直流锅炉蒸发受热面实际焓增与设计焓增的偏差函数f(ΔH_S，ΔH_M)为设计焓增ΔH_S与实际焓增ΔH_M之比，即：

φ＝f(ΔH_S，ΔH_M)＝ΔH_S/ΔH_M。

4.如权利要求1所述的一种直流炉单元机组直接能质平衡协调控制系统，其特征在于：锅炉燃水比校正信号δ(μ_T)设计为一个与直接能量平衡信号φ相关的多阶滞后函数，即：

δ(μ_T)＝f(μ_T)/(1+T(φ)s)ⁿ

其中s为拉普拉斯算子，T(φ)是以直接能量平衡信号φ为输入的时间常数，n为多阶滞后函数的阶数(1≤n≤3)，f(μ_T)是以μ_T为输入的给水流量-功率非线性函数。 

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