CN104062905B - 一种直流锅炉单元机组协调控制系统及其设计方法 - Google Patents

Abstract

本发明属于电厂自动控制领域，特别涉及一种直流锅炉单元机组协调控制系统及其设计方法，该系统由制粉系统、直流锅炉、汽轮机、功率传感器、压力传感器、焓值传感器、3个PI控制器和解耦补偿器组成，解耦补偿器由8个PID控制器组成；该设计方法通过机理分析，建立结构简单、具有解析形式的超超临界机组简化非线性动态模型；利用小偏差方法对单元机组模型进行线性化，将其核心模型求逆后得到了解耦补偿器，建立直流锅炉单元机组三输入三输出协调控制系统；可实现锅炉侧和汽轮机侧、燃料侧和给水侧间的解耦，解决了目前控制方法中依赖燃水比系数的难题。

Description

一种直流锅炉单元机组协调控制系统及其设计方法

技术领域

本发明属于电厂自动控制领域，特别涉及一种直流锅炉单元机组协调控制系统及其设计方法。

背景技术

随着我国经济的高速发展和建设资源节约型社会的推进，具有高效率、低排放以及负荷适应能力强等特点的超(超)临界直流炉机组成为我国火力发电主力机组。由于其单机容量大等特点，这些机组的安全稳定运行是大电网安全稳定运行的基础和关键。

直流锅炉单元机组的协调控制系统对象结构模型通常简化为一个三输入三输出系统，其输入量为给水量、燃烧量和汽轮机调门开度，其输出量为中间点温度(比焓)、主汽压力和汽轮机功率，在输入输出变量间存在交叉的关联和强耦合现象。

直流锅炉单元机组协调控制系统中，最主要的是给水量调节和燃料量调节，通过调节系统的正确协调动作与配合，使锅炉的负荷达到要求，也使主蒸汽温度保持稳定。由于燃料量和给水量的变化都对输出功率产生明显影响，目前普遍采用调整燃水比系数控制中间点温度(比焓)，将三输入三输出的直流锅炉机组模型简化为双输入双输出的模型，因此在实际工程应用中存在两种不同的方案：1.以煤为基础的水跟煤控制，通过燃料量调节负荷或主汽压力，给水量调节中间点温度(比焓)；2.以水为基础的煤跟水控制，通过给水量调节负荷或汽压，燃料量调节微过热段喷水减温器前后温差，保证燃水比，实现过热汽温粗调。然而两种方案各有利弊，由于给水比燃料调节快得多，水跟煤的控制方案有利于主蒸汽温度的控制，但是主蒸汽压力的波动会很大，而煤跟水的控制方案有利于主汽压力的控制，不利于主蒸汽温度的保持。此外，由于煤质频繁变化时，燃水比系数很难保证，在机组运行过程中往往出现参数波动幅度大，机组负荷适应性差等问题。

发明内容

本发明提出的一种直流锅炉单元机组协调控制系统，控制系统由制粉系统、直流锅炉、汽轮机、功率传感器、压力传感器、焓值传感器、3个PI控制器和解耦补偿器组成；其中，直流锅炉分为受热段和过热段；制粉系统和直流锅炉中的受热段相连，受热段和过热段相连，过热段和汽轮机相连；

功率传感器一端和汽轮机相连，另一端和第一PI控制器的输入端相连，将检测到的当前汽轮机功率N_E和初始汽轮机功率N_E0一起送到第一PI控制器的输入端；第一PI控制器的输出端和解耦补偿器的第一输入端相连，解耦补偿器的第一输出端和汽轮机的调节门相连，其输出的汽轮机调节门开度u_t用于控制汽轮机的调节门开度；

压力传感器一端和直流锅炉的过热段与汽轮机的中间点相连，另一端和第一PI控制器的输入端相连，将检测到的当前主汽压力p_t和初始主汽压力p_t0一起送到第二PI控制器的输入端；第二PI控制器的输出端和解耦补偿器的第二输入端相连，解耦补偿器的第二输出端和直流锅炉受热段的给水控制端相连，其输出的给水量D_ec用于控制直流锅炉给水量；

pt0焓值传感器一端和直流锅炉的受热段与过热段的中间点相连，另一端和第三PI控制器的输入端相连，将检测到当前中间点比焓h_m和初始中间点比焓h_m0一起送到第三PI控制器的输入端；第三PI控制器的输出端和解耦补偿器的第三输入端相连，解耦补偿器的第三输出端和制粉系统燃烧量控制端相连，其输出的燃料指令u_B用于控制制粉系统的燃烧量控制。

所述解耦补偿器由8个PID控制器组成，分别是P1控制器、P2控制器、P3控制器、P4控制器、D1控制器、D2控制器、PD1控制器、PD2控制器这八个控制器；其中，解耦补偿器的第一输入端和P1控制器、P2控制器、P3控制器的输入端相连，解耦补偿器的第二输入端和P4控制器、D1控制器、D2控制器的输入端相连，解耦补偿器的第三输入端和PD1控制器、PD2控制器的输入端相连；P1控制器、P4控制器的输出端和解耦补偿器的第一输出端相连，P2控制器、D1控制器、PD1控制器的输出端和解耦补偿器的第二输出端相连，P3控制器、D2控制器、PD2控制器的输出端和解耦补偿器的第三输出端相连。

本发明提出的一种直流锅炉单元机组协调控制系统的设计方法，具体步骤包括：

步骤1、以汽水分离器出口为界，将直流锅炉机组分为制粉系统、锅炉受热段、锅炉过热段和汽轮机四部分，建立各部分的动态特性方程，并推导出直流锅炉机组的三输入三输出的动态简化模型如下式，

$\left\{\begin{array}{c}{k}_f\frac{{\mathrm{dr}}_B}{\mathrm{dt}}=u_B-r_B\\ Q=k_1{r}_B\\ C_1\frac{{\mathrm{dh}}_m}{\mathrm{dt}}=D_{\mathrm{ec}}(h_{\mathrm{ec}}-h_m)+Q/(n+1)\\ C_2\frac{{\mathrm{dp}}_t}{\mathrm{dt}}=[D_{\mathrm{ec}}-(n+1)D_t](h_m-h_{\mathrm{ec}})+\mathrm{nQ}/(n+1)\\ D_t=k_2{p}_t{\mathrm{\μ}}_t\\ N_E=(n+1)k_3{D}_t(h_m-h_{\mathrm{ec}})\end{array}\right.$

其中，其输入量为燃料指令u_B、给水流量D_ec和汽轮机调节门开度u_t，输出量为中间点焓值h_m、主汽压力p_t和汽轮机功率N_E；r_B为进入锅炉的燃料量，单位kg/s；Q为锅炉的有效吸热量，单位kJ/s；k_f为制粉环节惯性时间，单位s；k₁、k₂和k₃分别为燃料环节、管道传递环节和汽轮机做功的增益系数；D_t为主蒸汽流量，单位kg/s；h_ec为省煤器入口给水比焓，单位kJ/kg；C₁、C₂为锅炉蒸发受热段和过热段的蓄热系数；n＝(h_t-h_m)/(h_m-h_ec)，即工质在过热系统中的焓增与蒸发系统中焓增的比值，也代表了锅炉受热过程中热能的分配比；h_t为过热蒸汽比焓，单位kJ/kg；

步骤2、不考虑制粉系统纯迟延环节而考虑到直流锅炉单元机组在额定工况下的小扰动特性，对步骤1中得到的模型方程中各项两端取增量，得到超超临界单元机组的传递函数模型

$\left[\begin{array}{c}{\mathrm{\Δh}}_m\\ {\mathrm{\Δp}}_t\\ \mathrm{\Δ}{N}_E\end{array}\right]=G_0\left(s\right)B\left(s\right)\left[\begin{array}{c}{\mathrm{\ΔD}}_{\mathrm{ec}}\\ \mathrm{\ΔB}\\ {\mathrm{\Δ\μ}}_t\end{array}\right]$

其中，Δh_m为中间点焓值偏差信号、Δp_t为主汽压力偏差信号和ΔN_E为汽轮机功率偏差信号，ΔD_ec为给水量偏差信号、ΔB为燃烧量偏差信号和Δμ_t为汽轮机调门开度偏差信号， $B\left(s\right)=\left[\begin{array}{ccc}1& 0& 0\\ 0& \frac{k_1}{k_{f}s+1}& 0\\ 0& 0& 1\end{array}\right],$ k_f为制粉环节惯性时间，k₁为燃料环节增益系数；

$\begin{array}{c}{G}_0\left(s\right)=\left[\begin{array}{ccc}-\frac{h_x(T_{2}s+1)}{D_{\mathrm{ec}}(T_{1}S+1)(T_{2}S+1)}& \frac{T_{2}s+1}{D_{\mathrm{ec}}(n+1)(T_{1}S+1)(T_{2}S+1)}& 0\\ \frac{T_{1}s+n+1}{{\mathrm{\μ}}_t{k}_2(n+1)(T_{1}S+1)(T_{2}S+1)}& \frac{n{T}_{1}s}{{(n+1)}^2{\mathrm{\μ}}_t{h}_x{k}_2(T_{1}S+1)(T_{2}S+1)}& -\frac{p_t}{{\mathrm{\μ}}_t(T_{2}S+1)}\\ \frac{k_3{h}_x[T_{1}s+(n+1)-(T_{2}s+1)(n+1)k_2]}{k_2(T_{1}S+1)(T_{2}S+1)}& \frac{{\mathrm{nk}}_3{T}_{1}s+(T_{2}s+1)(n+1)k_2{k}_3}{k_2(n+1)(T_{1}S+1)(T_{2}S+1)}& \frac{p_t{h}_x(n+1)k_3{T}_{2}s}{(T_{2}S+1)}\end{array}\right]\\ =\left[\begin{array}{ccc}{G}_{11}& G_{12}& 0\\ G_{21}& G_{22}& G_{23}\\ G_{31}& G_{32}& G_{33}\end{array}\right]\end{array}$

其中中间变量h_x＝h_m-h_ec， s为传递函数通过拉氏变换法将时域的微分方程变化为复域的代数方程中的复域；

G₁₁、G₂₁、G₃₁分别为给水侧与中间点比焓、主汽压力以及机组功率之间的传递函数；G₁₂、G₂₂、G₃₂分别为燃料侧与中间点比焓、主汽压力以及机组功率之间的传递函数；G₂₃、G₃₃分别为汽轮机调门与主汽压力以及机组功率之间的传递函数；

步骤3、对步骤2中得到的G₀(s)求逆，加入制粉系统的逆B^-1时，不再考虑系统中的惯性环节，只把燃烧增益系数添加进去，得到由8个PID控制器实现的机组解耦补偿器W，

$W=\left[\begin{array}{ccc}-\frac{n{D}_{\mathrm{ec}}{T}_{1}s+(n+1){\mathrm{Dk}}_2}{h_x(n+1)}& {\mathrm{\μ}}_t{k}_2{T}_{2}s& \frac{k_2}{h_x{k}_3(n+1)}\\ \frac{D_{\mathrm{ec}}{T}_{1}s+(D_{\mathrm{ec}}-k_2)(n+1)}{k_1}& \frac{{\mathrm{\μ}}_t{k}_2{h}_x{T}_2(n+1)s}{k_1}& \frac{k_2}{k_1{k}_3}\\ 0& -\frac{{\mathrm{\μ}}_t}{p_t}& \frac{1}{(n+1)p_t{h}_x{k}_3}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}{S}_{\mathrm{PD}1}& S_{D1}& S_{P1}\\ S_{\mathrm{PD}2}& S_{D2}& S_{P2}\\ 0& S_{P3}& S_{P4}\end{array}\right]$ 其中，S_PD1、S_PD2、S_D1、S_D2、S_P1、S_P2、S_P3、S_P4分别表示8个不同的PID控制器。

所述方法将主汽压力偏差信号ΔP_t引入至汽轮机侧，用来补偿给水侧和燃料侧扰动所引起的汽轮机调节器动作，由于主汽压力和功率对燃料和给水扰动响应曲线形状相似，使得主汽压力偏差信号ΔP_t变化与汽轮机功率偏差信号ΔN_E的变化相互抵消，保证汽轮机调门开度在锅炉侧扰动时保持不变。

所述方法将汽轮机功率偏差信号ΔN_E作为汽轮机侧扰动的补偿信号引入到给水侧和燃料侧，当汽轮机侧发生扰动时，由于功率和中间点比焓的变化方向相反，保证燃料侧指令不变的同时，加速给水侧动作来保证主汽压力P_t的稳定，提高了系统的响应能力；把主汽压力偏差信号ΔP_t引入汽轮机调节器，能够起到稳定主汽压力的作用。

所述方法将中间点比焓偏差信号Δh_m和主汽压力偏差信号的ΔP_t微分信号同时引入给水侧和燃料侧，能减弱或者消除给水侧和燃料侧之间的耦合，使得系统的整定变得容易；同时也相当于在锅炉侧增加了一个快速的反馈回路，能补偿汽轮机侧的扰动，提高了机组的负荷响应速度，增强了系统克服扰动的能力。

本发明提出的一种直流锅炉单元机组协调控制系统及设计方法，通过机理分析，建立结构简单、具有解析形式的超超临界机组简化非线性动态模型；利用小偏差方法对单元机组模型进行线性化，将其核心模型求逆后得到了解耦补偿器，建立直流锅炉单元机组三输入三输出协调控制系统；可实现锅炉侧和汽轮机侧、燃料侧和给水侧间的解耦，解决了目前控制方法中依赖燃水比系数的难题。当中间点比焓偏离设定值时，对给水量和燃料量同时进行调整，能够使系统迅速保持稳定。以燃料量增益的阶跃变化来反映煤质变化，当燃料量增益阶跃降低5％时，中间点比焓、主汽压力、功率以及给水流量经过调整后恢复到原来的数值，燃料量升高以保证机组的正常运行，协调控制系统的响应曲线如图4所示。当给水比焓阶跃下降10％时，中间点比焓、主汽压力、功率以及燃料量经过调整后恢复到原来的数值，给水流量减小已保证机组的正常运行，协调控制系统的响应曲线如图5所示。

附图说明

图1为单元机组能量转换过程示意图；

图2为单元机组模型结构示意图；

图3为解耦补偿器结构示意图；

图4为燃料增益阶跃变化时协调系统响应曲线图；

图5为给水比焓阶跃变化时协调系统响应曲线图；

图6为升负荷协调系统响应曲线图；

图7为降负荷协调系统响应曲线图；

图8为直流锅炉单元机组协调控制结构图。

具体实施方式

本发明提出的一种直流锅炉单元机组协调控制系统，如图8所示，控制系统由制粉系统、直流锅炉、汽轮机、功率传感器、压力传感器、焓值传感器、3个PI控制器和解耦补偿器组成；其中，直流锅炉分为受热段和过热段；制粉系统和直流锅炉中的受热段相连，受热段和过热段相连，过热段和汽轮机相连；

功率传感器一端和汽轮机相连，另一端和第一PI控制器的输入端相连，将检测到的当前汽轮机功率N_E和初始汽轮机功率N_E0一起送到第一PI控制器的输入端；第一PI控制器的输出端和解耦补偿器的第一输入端相连，解耦补偿器的第一输出端和汽轮机的调节门相连，其输出的汽轮机调节门开度u_t用于控制汽轮机的调节门开度；

压力传感器一端和直流锅炉的过热段与汽轮机的中间点相连，另一端和第一PI控制器的输入端相连，将检测到的当前主汽压力p_t和初始主汽压力p_t0一起送到第二PI控制器的输入端；第二PI控制器的输出端和解耦补偿器的第二输入端相连，解耦补偿器的第二输出端和直流锅炉受热段的给水控制端相连，其输出的给水量D_ec用于控制直流锅炉给水量；

pt0焓值传感器一端和直流锅炉的受热段与过热段的中间点相连，另一端和第三PI控制器的输入端相连，将检测到当前中间点比焓h_m和初始中间点比焓h_m0一起送到第三PI控制器的输入端；第三PI控制器的输出端和解耦补偿器的第三输入端相连，解耦补偿器的第三输出端和制粉系统燃烧量控制端相连，其输出的燃料指令u_B用于控制制粉系统的燃烧量控制。

解耦补偿器由8个PID控制器组成，分别是P1控制器、P2控制器、P3控制器、P4控制器、D1控制器、D2控制器、PD1控制器、PD2控制器这八个控制器；其中，解耦补偿器的第一输入端和P1控制器、P2控制器、P3控制器的输入端相连，解耦补偿器的第二输入端和P4控制器、D1控制器、D2控制器的输入端相连，解耦补偿器的第三输入端和PD1控制器、PD2控制器的输入端相连；P1控制器、P4控制器的输出端和解耦补偿器的第一输出端相连，P2控制器、D1控制器、PD1控制器的输出端和解耦补偿器的第二输出端相连，P3控制器、D2控制器、PD2控制器的输出端和解耦补偿器的第三输出端相连。

本发明提出的一种直流锅炉单元机组协调控制系统的设计方法，通过机理分析，建立结构简单、具有解析形式的超超临界机组简化非线性动态模型；利用小偏差方法对单元机组模型进行线性化，将其核心模型求逆后得到了解耦补偿器，建立直流锅炉单元机组三输入三输出协调控制系统；可实现锅炉侧和汽轮机侧、燃料侧和给水侧间的解耦，解决了目前控制方法中依赖燃水比系数的难题。具体步骤如下：

1、直流炉机组简化模型

汽水分离器是直流锅炉工质蒸发和过热的分界点，其出口(中间点)工质温度(焓值)反应了燃料和给水匹配的合理性，是表征直流锅炉运行的重要状态参数之一。作为燃水比的反馈信号，当负荷变化时中间点比焓在灵敏度和线性度方面具有明显的优势。此外，由于焓值的物理概念明确，用“焓增”来分析各受热段的吸热分布更为科学。

以汽水分离器出口为界，将直流锅炉分为大比热受热段和过热段分别考虑。整个直流炉机组分为制粉系统、锅炉受热系统、锅炉过热段和汽轮机四部分，整个机组的能量转换与传热过程划分为炉内燃烧与传热、管道传递、汽轮机做功三段过程处理。简化后直流炉单元机组构造如图1所示。

制粉系统的动态特性可描述为

$k_f\frac{{\mathrm{dr}}_B}{\mathrm{dt}}{=u}_B{e}^{-\mathrm{\τs}}-r_B---\left(1\right)$

由于炉内燃烧过程和水冷壁换热动态时间远比制粉动态时间要小，故将其归入制粉动态中考虑。进入锅炉的燃料量r_B(kg/s)与锅炉的有效吸热量Q(kJ/s)存在确定的比例关系

Q＝k₁r_B(2)

直流锅炉蒸发受热段动态特性

$C_1\frac{{\mathrm{dh}}_m}{\mathrm{dt}}=D_{\mathrm{ec}}(h_{\mathrm{ec}}-h_m)+Q_r---\left(3\right)$

过热器动态特性

$C_2\frac{{\mathrm{dp}}_t}{\mathrm{dt}}=D_{\mathrm{att}}{h}_{\mathrm{ec}}+D_{\mathrm{ec}}{h}_m-D_t{h}_t+Q_{\mathrm{st}}---\left(4\right)$

进入到汽轮机的蒸汽流量与主汽压力和汽轮机调门开度有关

D_t＝k₂μ_tp_t(5)

在不考虑再热器的情况下，进入到汽轮机的能量与机组输出功率NE之间可以用线性关系表示，汽轮机的动态特性为

N_E＝k₃D_t(h_t-h_ec)(6)

式(1)～(6)中，k_f为制粉环节惯性时间，s；k₁、k₂和k₃分别为燃料环节、管道传递环节和汽轮机做功的增益系数；D_att、D_t为减温水流量和主蒸汽流量，kg/s；h_ec、h_t为省煤器入口给水比焓和主蒸汽比焓，kJ/kg；Q_r、Q_st为锅炉蒸发受热段和过热段吸收的热量，kJ/s；C₁、C₂为锅炉蒸发受热段和过热段的蓄热系数，直流锅炉蓄能系数随着压力的增加而减少，其中金属的蓄热能远大于工质的蓄热能，锅炉的蓄热能变化趋势和金属的蓄热能的变化趋势一致。锅炉蒸发受热段和过热段的蓄热可以只用金属的蓄热来近似表示。

稳态工况下，有

D_ec+D_att＝D_t(7)

令n＝(h_t-h_m)/(h_m-h_ec)，即工质在过热段中的焓增与蒸发系统中焓增的比值，也代表了锅炉受热过程中热能的分配比。机组运行过程中，减温水占锅炉给水的比例很小，可以认为D_ec≈D_t，因此减温水对于锅炉蒸发受热段和过热段之间吸收热量的分配的影响很小，可以忽略不计。则蒸发受热段吸收的热量可用下式表示：

$Q_r=\frac{D_{\mathrm{ec}}}{(n+1)D_t}Q\≈\frac{Q}{n+1}---\left(8\right)$

综上所述，对机组各个部分进行汇总，可推导出直流锅炉机组的三输入三输出的动态简化模型，其输入量为燃料指令u_B、给水流量D_ec和汽轮机调节门开度u_t，输出量为中间点焓值h_m、主汽压力p_t和汽轮机功率N_E。

$\left\{\begin{array}{c}{k}_f\frac{{\mathrm{dr}}_B}{\mathrm{dt}}=u_B-r_B\\ Q=k_1{r}_B\\ C_1\frac{{\mathrm{dh}}_m}{\mathrm{dt}}=D_{\mathrm{ec}}(h_{\mathrm{ec}}-h_m)+Q/(n+1)\\ C_2\frac{{\mathrm{dp}}_t}{\mathrm{dt}}=[D_{\mathrm{ec}}-(n+1)D_t](h_m-h_{\mathrm{ec}})+\mathrm{nQ}/(n+1)\\ D_t=k_2{p}_t{\mathrm{\μ}}_t\\ N_E=(n+1)k_3{D}_t(h_m-h_{\mathrm{ec}})\end{array}\right.---\left(9\right)$

2、直流锅炉模型线性化

对于制粉系统而言，从协调控制器的设计需要出发，不再考虑其纯迟延环节。考虑到单元机组在额定工况下的小扰动特性，对式(9)中各项两端取增量

${\mathrm{\Δh}}_m=-\frac{h_x}{D_{\mathrm{ec}}(T_{1}s+1)}{\mathrm{\ΔD}}_{\mathrm{ec}}+\frac{1}{D_{\mathrm{ec}}(T_{1}s+1)(n+1)}\mathrm{\ΔQ}---\left(10\right)$

${\mathrm{\Δp}}_t=\frac{T_{1}s+(n+1)}{(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)(n+1)k_2{u}_t}{\mathrm{\ΔD}}_{\mathrm{ec}}+\frac{{\mathrm{nT}}_{1}s}{{(n+1)}^2(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)h_x{k}_{2}u}\mathrm{\ΔQ}-\frac{p_t}{u_t(T_{2}s+1)}{\mathrm{\Δu}}_t---\left(11\right)$

ΔN_E＝Δμ_t(n+1)k₂k₃p_th_x+Δp_t(n+1)k₂k₃μ_th_x(12)

其中h_x＝h_m-h_ec， s为传递函数通过拉氏变换法将时域的微分方程变化为复域的代数方程中的复域。

联立式(10)～(12)方程，可以得到以下传递函数矩阵：

$\left[\begin{array}{c}{\mathrm{\Δh}}_m\\ {\mathrm{\Δp}}_t\\ \mathrm{\Δ}{N}_E\end{array}\right]=G_0\left(s\right)B\left(s\right)\left[\begin{array}{c}{\mathrm{\ΔD}}_{\mathrm{ec}}\\ \mathrm{\ΔB}\\ {\mathrm{\Δ\μ}}_t\end{array}\right]---\left(13\right)$

其中， $B\left(s\right)=\left[\begin{array}{ccc}1& 0& 0\\ 0& \frac{k_1}{k_{f}s+1}& 0\\ 0& 0& 1\end{array}\right],$

$\begin{array}{c}{G}_0\left(s\right)=\left[\begin{array}{ccc}-\frac{h_x(T_{2}s+1)}{D_{\mathrm{ec}}(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)}& \frac{T_{2}s+1}{D_{\mathrm{ec}}(n+1)(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)}& 0\\ \frac{T_{1}s+n+1}{{\mathrm{\μ}}_t{k}_2(n+1)(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)}& \frac{n{T}_{1}s}{{(n+1)}^2{\mathrm{\μ}}_t{h}_x{k}_2(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)}& -\frac{p_t}{{\mathrm{\μ}}_t(T_{2}s+1)}\\ \frac{k_3{h}_x[T_{1}s+(n+1)-(T_{2}s+1)(n+1)k_2]}{k_2(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)}& \frac{{\mathrm{nk}}_3{T}_{1}s+(T_{2}s+1)(n+1)k_2{k}_3}{k_2(n+1)(T_{1}s+1)(T_{2}s+1)}& \frac{p_t{h}_x(n+1)k_3{T}_{2}s}{(T_{2}s+1)}\end{array}\right]\\ =\left[\begin{array}{ccc}{G}_{11}& G_{12}& 0\\ G_{21}& G_{22}& G_{23}\\ G_{31}& G_{32}& G_{33}\end{array}\right]\end{array}$

G₁₁、G₂₁、G₃₁分别为给水侧与中间点比焓、主汽压力以及机组功率之间的传递函数；G₁₂、G₂₂、G₃₂分别为燃料侧与中间点比焓、主汽压力以及机组功率之间的传递函数；G₂₃、G₃₃分别为汽轮机调门与主汽压力以及机组功率之间的传递函数；

G₀(s)为超超临界单元机组的传递函数模型，其模型结构示意图如图2所示，输入输出变量之间相互关联、相互耦合，这就需要设计解耦装置来解除或降低变量之间的耦合关系。

3、直流炉机组协调控制设计

火电机组大范围变负荷时机炉控制对象表现出较强的非线性特性，机炉控制回路间相互耦合。目前的机组协调控制的基本设计思想都是以机跟炉控制或炉跟机控制为基础的单向或双向的补偿或解耦控制。

G₀(s)是单元机组协调系统的核心部分，机组耦合部分仅存在于这部分当中，对它求逆得到：

${G_0}^{-1}=\left[\begin{array}{ccc}-\frac{{\mathrm{nD}}_{\mathrm{ec}}{T}_{1}s+(n+1){\mathrm{Dk}}_2}{h_x(n+1)}& {\mathrm{\μ}}_t{k}_2{T}_{2}s& \frac{k_2}{h_x{k}_3(n+1)}\\ D_{\mathrm{ec}}{T}_{1}s+(D_{\mathrm{ec}}-k_2)(n+1)& {\mathrm{\μ}}_t{k}_2{h}_x{T}_2(n+1)s& \frac{k_2}{k_3}\\ 0& -\frac{{\mathrm{\μ}}_t}{p_t}& \frac{1}{(n+1)p_t{h}_x{k}_3}\end{array}\right]---\left(14\right)$

在矩阵(14)中，对应热量部分的逆已包含微分环节，再加入制粉系统的逆B^-1时，不再考虑系统中的惯性环节，只把燃烧增益系数添加进去，得到机组的解耦补偿器W，可以由8个PID控制器实现：

$W=\left[\begin{array}{ccc}-\frac{n{D}_{\mathrm{ec}}{T}_{1}s+(n+1){\mathrm{Dk}}_2}{h_x(n+1)}& {\mathrm{\μ}}_t{k}_2{T}_{2}s& \frac{k_2}{h_x{k}_3(n+1)}\\ \frac{D_{\mathrm{ec}}{T}_{1}s+(D_{\mathrm{ec}}-k_2)(n+1)}{k_1}& \frac{{\mathrm{\μ}}_t{k}_2{h}_x{T}_2(n+1)s}{k_1}& \frac{k_2}{k_1{k}_3}\\ 0& -\frac{{\mathrm{\μ}}_t}{p_t}& \frac{1}{(n+1)p_t{h}_x{k}_3}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}{S}_{\mathrm{PD}}& S_D& S_P\\ S_{\mathrm{PD}}& S_D& S_P\\ 0& S_P& S_P\end{array}\right]---\left(15\right)$

解耦补偿器的内部结构示意图如图3所示，将其与单元机组模型连接在一起，可以实现机组输出量(中间点比焓h_m、主汽压力p_t和汽轮机功率N_E)完全独立，从而实现汽轮机侧和锅炉侧、锅炉内给水侧和燃料侧的完全解耦。

1.汽轮机侧与锅炉侧的双向补偿。汽轮机侧的扰动对中间点比焓影响甚微，可以忽略不计。将主汽压力偏差信号ΔP_t引入至汽轮机侧，可以用来补偿给水侧和燃料侧扰动可能引起的汽轮机调节器动作，由于主汽压力和功率对燃料和给水扰动响应曲线形状相似，使得ΔP_t变化与ΔN_E的变化相互抵消，保证汽轮机调门开度在锅炉侧扰动时保持不变。功率的偏差信号ΔN_E作为汽轮机侧扰动的补偿信号引入到给水侧和燃料侧，当汽轮机侧发生扰动时，由于功率和中间点比焓的变化方向相反，保证燃料侧指令不变的同时，加速给水侧动作来保证主汽压力P_t的稳定，提高了系统的响应能力。此外，当改变功率定值时，汽轮机调节器变化很快，使得调节汽门动作跟上负荷指令的需求，但是由于锅炉的惯性很大，能量难以及时补充，会造成主汽压力P_t大的波动，甚至会超过允许的偏差范围，把ΔP_t引入汽轮机调节器，能够起到稳定主汽压力的作用。

2.给水侧与燃料侧的双向补偿。当燃料侧发生扰动时，中间点比焓和主汽压力变化方向相同，而当给水侧发生扰动时，中间点比焓和主汽压力的变化方向相反。将Δh_m和ΔP_t微分信号同时引入给水侧和燃料侧，可以减弱或者消除给水侧和燃料侧之间的耦合，使得系统的整定变得容易。同时也相当于在锅炉侧增加了一个快速的反馈回路，可以补偿汽轮机侧的扰动，提高了机组的负荷响应速度，增强了系统克服扰动的能力。

为了验证协调控制系统的控制性能，对该系统做升降负荷实验，工况1：机组由677MW升负荷至802MW；工况2：机组有934MW降负荷至802MW。图6、图7显示了两种工况下汽轮机功率、中间点比焓和主汽压力3个输出量的设定值和响应曲线。由图中可以看出，汽轮机功率和主汽压力动态性能良好，中间点比焓在调整过程中的有一定的动态偏差，3个输出量都能迅速达到设定值，协调控制系统的控制性能良好。

以1000MW超超临界直流锅炉单元机组作为控制对象，其输入量为给水量D_ec、燃料指令u_B和汽轮机调门开度μ_t，其输出量为中间点比焓h_m、主汽压力p_t和汽轮机功率N_E。直流锅炉机组三输入三输出协调控制结构如图8所示，控制系统由3个PI控制器和解耦补偿器组成，解耦补偿器可以实现输入输出各变量间的完全解耦，Δh_m、Δp_t和ΔN_E为PI控制器输出，D_ec、u_B和μ_t为控制量，直接作用于被控对象上。本控制系统采用的炉跟机控制方式，通过改变锅炉输入量，来维持机炉能量的平衡，保持主汽压力，机组对外界负荷变化需求的响应性好。考虑到直流机组机炉对象间的耦合特性，在控制系统中加入解耦补偿器，消除机炉对象特性存在的耦合，增强了系统客服扰动的能力，实现汽轮机侧和锅炉侧、锅炉内给水侧和燃料侧的解耦，使整个系统等效为三个互不干扰的单变量控制系统。

以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。因此，本发明的保护范围应该以权利要求的保护范围为准。

Claims (4)

1.一种直流锅炉单元机组协调控制系统的设计方法，其特征在于，所述方法具体步骤包括：

步骤1、以汽水分离器出口为界，将直流锅炉机组分为制粉系统、锅炉受热段、锅炉过热段和汽轮机四部分，建立各部分的动态特性方程，并推导出直流锅炉机组的三输入三输出的动态简化模型如下式，

$\left\{\begin{array}{c}{k}_f\frac{{\mathrm{dr}}_B}{dt}=u_B-r_B\\ Q=k_1{r}_B\\ C_1\frac{{\mathrm{dh}}_m}{dt}=D_{ec}(h_{ec}-h_m)+Q/(n+1)\\ C_2\frac{{\mathrm{dp}}_t}{dt}=\[D_{ec}-\left(n+1\right)D_t\](h_m-h_{ec})+nQ/(n+1)\\ D_t=k_2{p}_t{\mathrm{\μ}}_t\\ N_E=(n+1)k_3{D}_t(h_m-h_{ec})\end{array}\right.$

其中，其输入量为燃料指令u_B、给水流量D_ec和汽轮机调节门开度u_t，输出量为中间点焓值h_m、主汽压力p_t和汽轮机功率N_E；r_B为进入锅炉的燃料量，单位kg/s；Q为锅炉的有效吸热量，单位kJ/s；k_f为制粉环节惯性时间，单位s；k₁、k₂和k₃分别为燃料环节、管道传递环节和汽轮机做功的增益系数；D_t为主蒸汽流量，单位kg/s；h_ec为省煤器入口给水比焓，单位kJ/kg；C₁、C₂为锅炉蒸发受热段和过热段的蓄热系数；n＝(h_t-h_m)/(h_m-h_ec)，即工质在过热系统中的焓增与蒸发系统中焓增的比值，也代表了锅炉受热过程中热能的分配比；h_t为过热蒸汽比焓，单位kJ/kg；

步骤2、不考虑制粉系统纯迟延环节而考虑到直流锅炉单元机组在额定工况下的小扰动特性，对步骤1中得到的模型方程中各项两端取增量，得到超超临界单元机组的传递函数模型

$\left[\begin{array}{c}\mathrm{\Δ}{h}_m\\ {\mathrm{\Δp}}_t\\ {\mathrm{\ΔN}}_E\end{array}\right]=G_0\left(s\right)B\left(s\right)\left[\begin{array}{c}\mathrm{\Δ}{D}_{ec}\\ \mathrm{\Δ}B\\ \mathrm{\Δ}{\mathrm{\μ}}_t\end{array}\right]$

其中，Δh_m为中间点焓值偏差信号、Δp_t为主汽压力偏差信号和ΔN_E为汽轮机功率偏差信号，ΔD_ec为给水量偏差信号、ΔB为燃烧量偏差信号和Δμ_t为汽轮机调门开度偏差信号， $B\left(s\right)=\left[\begin{array}{ccc}1& 0& 0\\ 0& \frac{k_1}{k_{f}s+1}& 0\\ 0& 0& 1\end{array}\right],$ k_f为制粉环节惯性时间，k₁为燃料环节增益系数；

$\begin{array}{c}{G}_0\left(s\right)=\left[\begin{array}{ccc}-\frac{h_x\left(T_{2}s+1\right)}{D_{ec}\left(T_{1}s+1\right)\left(T_{2}s+1\right)}& \frac{T_{2}s+1}{D_{ec}\left(n+1\right)\left(T_{1}s+1\right)\left(T_{2}s+1\right)}& 0\\ \frac{T_{1}s+n+1}{{\mathrm{\μ}}_t{k}_2\left(n+1\right)\left(T_{1}s+1\right)\left(T_{2}s+1\right)}& \frac{{\mathrm{nT}}_{1}s}{{\left(n+1\right)}^2{\mathrm{\μ}}_t{h}_x{k}_2\left(T_{1}s+1\right)\left(T_{2}s+1\right)}& -\frac{p_t}{{\mathrm{\μ}}_t\left(T_{2}s+1\right)}\\ \frac{k_3{h}_x\[T_{1}s+\left(n+1\right)-\left(T_{2}s+1\right)\left(n+1\right)k_2\]}{k_2\left(T_{1}s+1\right)\left(T_{2}s+1\right)}& \frac{{\mathrm{nk}}_3{T}_{1}s+\left(T_{2}s+1\right)\left(n+1\right)k_2{k}_3}{k_2\left(n+1\right)\left(T_{1}s+1\right)\left(T_{2}s+1\right)}& \frac{p_t{h}_x\left(n+1\right)k_3{T}_{2}s}{\left(T_{2}s+1\right)}\end{array}\right]\\ =\left[\begin{array}{ccc}{G}_{11}& G_{12}& 0\\ G_{21}& G_{22}& G_{23}\\ G_{31}& G_{32}& G_{33}\end{array}\right]\end{array}$

其中中间变量h_x＝h_m-h_ec，s为传递函数通过拉氏变换法将时域的微分方程变化为复域的代数方程中的复域；

G₁₁、G₂₁、G₃₁分别为给水侧与中间点比焓、主汽压力以及机组功率之间的传递函数；G₁₂、G₂₂、G₃₂分别为燃料侧与中间点比焓、主汽压力以及机组功率之间的传递函数；G₂₃、G₃₃分别为汽轮机调门与主汽压力以及机组功率之间的传递函数；

步骤3、对步骤2中得到的G₀(s)求逆，加入制粉系统的逆B^-1时，不再考虑系统中的惯性环节，只把燃烧增益系数添加进去，得到由8个PID控制器实现的机组解耦补偿器W，

$W=\left[\begin{array}{ccc}-\frac{{\mathrm{nD}}_{ec}{T}_{1}s+(n+1){\mathrm{Dk}}_2}{h_x(n+1)}& {\mathrm{\μ}}_t{k}_2{T}_{2}s& \frac{k_2}{h_x{k}_3(n+1)}\\ \frac{D_{ec}{T}_{1}s+(D_{ec}-k_2)(n+1)}{k_1}& \frac{{\mathrm{\μ}}_t{k}_2{h}_x{T}_2(n+1)s}{k_1}& \frac{k_2}{k_1{k}_3}\\ 0& -\frac{{\mathrm{\μ}}_t}{p_t}& \frac{1}{(n+1)p_t{h}_x{k}_3}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{ccc}{S}_{PD1}& S_{D1}& S_{P1}\\ S_{PD2}& S_{D2}& S_{P2}\\ 0& S_{P3}& S_{P4}\end{array}\right]$ 其中，S_PD1、S_PD2、S_D1、S_D2、S_P1、S_P2、S_P3、S_P4分别表示8个不同的PID控制器。

2.根据权利要求1所述的设计方法，其特征在于，所述方法将主汽压力偏差信号ΔP_t引入至汽轮机侧，用来补偿给水侧和燃料侧扰动所引起的汽轮机调节器动作，由于主汽压力和功率对燃料和给水扰动响应曲线形状相似，使得主汽压力偏差信号ΔP_t变化与汽轮机功率偏差信号ΔN_E的变化相互抵消，保证汽轮机调门开度在锅炉侧扰动时保持不变。

3.根据权利要求1所述的设计方法，其特征在于，所述方法将汽轮机功率偏差信号ΔN_E作为汽轮机侧扰动的补偿信号引入到给水侧和燃料侧，当汽轮机侧发生扰动时，由于功率和中间点比焓的变化方向相反，保证燃料侧指令不变的同时，加速给水侧动作来保证主汽压力P_t的稳定，提高了系统的响应能力；把主汽压力偏差信号ΔP_t引入汽轮机调节器，能够起到稳定主汽压力的作用。

4.根据权利要求1所述的设计方法，其特征在于，所述方法将中间点比焓偏差信号Δh_m和主汽压力偏差信号的ΔP_t微分信号同时引入给水侧和燃料侧，能减弱或者消除给水侧和燃料侧之间的耦合，使得系统的整定变得容易；同时也相当于在锅炉侧增加了一个快速的反馈回路，能补偿汽轮机侧的扰动，提高了机组的负荷响应速度，增强了系统克服扰动的能力。