CN104864385A - 一种计算超临界机组给水流量指令的方法和装置 - Google Patents

Abstract

本发明提出了一种计算超临界机组给水流量指令的方法和装置，应用于超临界循环流化床机组或超临界直吹式煤粉炉机组，该方法包括：根据主蒸汽流量和锅炉焓增修正系数获取给水流量指令的稳态部分；根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分；根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分计算给水流量指令。本发明提高了超临界机组给水控制品质。

Description

一种计算超临界机组给水流量指令的方法和装置

技术领域

本发明涉及火电厂超临界机组给水控制技术，尤指一种计算超临界循环流化床机组或超临界直吹式煤粉炉给水流量指令的方法和装置。

背景技术

工程热力学中将水的临界状态点参数定义为：压强为22.115MPa，温度374.15℃。当水的状态参数达到临界点时，汽化潜热为0，汽水密度差也为0。因此，超临界压力下水变成蒸汽不再存在汽水两相区。上述参数本身的特点决定了超临界机组的锅炉只能采用直流锅炉。直流锅炉的主要特点是汽水流程中不设置汽包，给水泵强制一定流量的给水进入炉内，一次性地通过省煤器、水冷壁、过热器。其循环倍率始终为1，与负荷无关。

在直流锅炉中，给水加热成蒸汽一次完成，汽水通道可看作由加热段、蒸发段、过热段三部分组成，图1为现有汽水通道的组成示意图，图1中，1为加热段，2为蒸发段，3为过热段。其中蒸发段是汽、水混合物，随着管道的往后推移，工质由饱和水逐渐被加热成饱和蒸汽。三段受热面没有固定的分界线，随着给水流量、燃烧率的变化前、后移动，使三段受热面的吸热量分配比例及与之有关的三段受热面面积的比例发生变化。但蒸发段的前移会使过热汽温偏高，蒸发段后移则引起汽温偏低，甚至品质下降，这对机组运行极为不利，所以要控制蒸发段的位置。一般来说，要控制蒸发段出口的汽温，一般定义为中间点温度，如图1中的θ1，若该中间点温度偏离规定值，则说明由于燃烧率与给水比例不当，从而导致蒸发段发生移动，应及时调节燃烧率和给水流量的比例。

在直流锅炉中，给水流量的波动将对机组负荷、主蒸汽压力和主蒸汽温度等机组运行重要过程参数均产生较大影响。由于机组负荷和主蒸汽压力已设计有其它控制手段，而一旦给水控制回路如果工作欠佳的话，将导致燃水比动态失调。而这时锅炉出口主蒸汽温度仅靠喷水减温控制是无法满足机组运行对主蒸汽温度的要求。因此，给水流量调节回路起到了控制锅炉总能力平衡（保持适当的煤水比）并维持中间点温度在一定范围内变化的作用。

对于直流锅炉，控制主蒸汽温度的关键在于控制锅炉的燃水比，而燃水比合适与否则需要通过中间点温度来鉴定。在直流锅炉运行中，为了维持锅炉过热蒸汽温度的稳定，通常在过热区段中取一温度测点（如汽水中间点温度），将它固定在相应的数值上，这就是通常所谓的中间点温度。实际上把中间点至过热汽出口之间的过热区段固定，相当于汽包炉固定过热器区段情况类似。在过热汽温调节中，中间点温度实际是与锅炉负荷有关，中间点温度与锅炉负荷存在一定的函数关系，那么锅炉的燃水比B/G按中间点温度来调整，中间点至过热器出口区段的过热汽温变化主要依靠喷水减温调节。对于直流锅炉，其喷水减温只是一个暂时措施，要保持稳定汽温的关键是要保持固定的煤水比。若D为主蒸汽流量，则对于直流炉G=D，如果过热区段有喷水量d，那么直流炉进口水量为(G-d)。如果燃料量B增加、热负荷增加，而给水量G未变，这样过热汽温就要升高，喷水量d必然增加，使进口水量(G-d)的数值就要减少，这样变化又会使过热汽温上升。因此喷水量变化只是维持过热汽温的暂时稳定（或暂时维持过热汽温为额定值），但最终使其过热汽温稳定，主要还是通过燃水比的调节来实现。

超临界机组给水控制系统设计中通常采用中间点温度和中间点焓值作为燃水比的反馈信号。由于中间点焓在负荷变化过程中灵敏度和线性度具有明显优势，对燃水比失调反应迅速，而且焓值物理概念明确，不仅受温度变化的影响，还受压力变化的影响，代表了蒸汽的作功能力。因此采用中间点焓值控制更有利于在工况变化时的负荷控制和温度控制。

循环流化床机组具有燃烧污染排放低的特点，而超临界机组具有发电效率高的特点，将两个特点相结合，开展超临界循环流化床锅炉研究一直是火电机组的研究方向之一。超临界循环流化床机组在进行发电过程中，给水控制任务虽然与超临界直吹式煤粉炉机组相同，都是为了保持中间点温度基本不变，从而能控制最终的主蒸汽温度，但其难点主要在于由于燃烧机制的不同,循环流化床床料中含有未燃尽的碳，在动态过程中无法简单通过锅炉入炉燃料量来实现燃水比控制。超临界机组给水流量的波动对机组负荷、主蒸汽压力和主蒸汽温度等机组运行重要过程参数均产生较大影响。因此，需要对机组给水流量进行精确控制，才能使机组运行稳定。即给水泵要根据能保持热量平衡的给水流量指令向锅炉中供水，即需要计算给水流量指令。

目前，计算超临界直吹式煤粉炉机组给水流量指令的方法是：采用燃料指令经静态转换函数计算后，再经多级惯性环节拟合燃烧过程后得到。

上述方法在计算给水流量指令的过程中需要通过试验建立数学模型来拟合锅炉燃烧热量释放过程，才能保证给水流量指令计算的准确性，而目前尚未有较为精确的方法拟合锅炉的燃烧过程，这就经常导致超临界机组给水流量控制品质在动态过程较差。

超临界机组给水控制中的燃水比控制是建立在热平衡基础上的，其核心要求的是给水流量与锅炉燃烧释放热量成比例，对于超临界直吹式煤粉炉机组由于是采用的直吹式制粉系统，可以通过锅炉入炉燃料量指令滞后一定时间来作为给水流量指令，而超临界循环流化床的机组在动态过程中锅炉燃烧热量释放过程必须同时考虑锅炉入炉燃料量和锅炉床料中未燃尽碳的热量释放，已不能采用超临界直吹式煤粉炉所使用这种计算方法来计算给水指令。

发明内容

为了解决上述问题，本发明提出了一种计算超临界机组给水流量指令的方法和装置，应用于超临界循环流化床机组或超临界直吹式煤粉炉机组，能够提高给水控制品质。

为了达到上述目的，本发明提出了一种计算超临界机组给水流量指令的方法，应用于超临界循环流化床机组或超临界直吹式煤粉炉机组，该方法包括：

根据主蒸汽流量和锅炉焓修正系数获取给水流量指令的稳态部分；

根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分；

根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分获取给水流量指令。

优选地，所述给水流量指令的稳态部分为所述主蒸汽流量和所述锅炉焓增修正系数的乘积。

优选地，当取至汽轮机第一级压力时，所述主蒸汽流量为所述第一级压力和对应的主蒸汽流量修正函数的乘积。

优选地，所述锅炉焓增修正系数为（末级过热器出口焓-省煤器入口焓）/（末级过热器设计焓-省煤器入口设计焓）。

优选地，所述给水流量指令的动态部分为以风量和燃料量为基础获得的锅炉动态热量的微分输出，和以风量和氧量为基础获得的氧量热量的微分输出的加权平均值。

优选地，所述锅炉动态热量的微分输出为：

$\frac{d{Q}_1\left(t\right)}{\mathrm{dt}}=\frac{1}{\mathrm{\τ}}(K\left(\mathrm{TM}\left(t\right)\right)B\left(t\right)-Q_1\left(t\right))$

其中，Q₁(t)为所述锅炉动态热量，B(t)为既燃碳量，TM(t)为总风量，τ为热传递延迟时间，K为燃烧模型总系数；B(t)满足：

$\frac{\mathrm{dB}\left(t\right)}{\mathrm{dt}}=F\left(t\right)-\frac{1}{H}\left(K\left(\mathrm{PM}\left(t\right)\right)B\left(t\right)\right)$

其中，H为燃料的单位发热量，F(t)为从炉膛入口进入锅炉的燃料量。

优选地，所述氧量热量的微分输出为：

$\frac{d{Q}_2}{\mathrm{dt}}=d\left(\frac{(21-O_2)V}{21K_{\mathrm{vq}}}\right)/\mathrm{dt}$

其中，Q₂(t)为所述氧量热量，O₂为所述氧量，V为进入锅炉的风量，K_vq为空气热量比系数。

本发明还提出了一种计算超临界机组给水流量指令的装置，至少包括：

稳态值计算模块，用于根据主蒸汽流量和锅炉焓增修正系数获取给水流量指令的稳态部分；

动态值计算模块，用于根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分；

给水流量指令模块，用于根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分获取给水流量指令。

优选地，所述稳态值计算模块，具体用于：

将所述主蒸汽流量和所述锅炉焓增修正系数的相乘作为所述给水流量指令的稳态部分。

优选地，所述动态值计算模块，具体用于：

取以风量和燃料量为基础获得的锅炉动态热量的微分输出，和以风量和氧量为基础获得的氧量热量的微分输出的加权平均值作为所述给水流量指令的动态部分。

与现有技术相比，本发明包括：根据主蒸汽流量和锅炉焓增修正系数获取给水流量指令的稳态部分；根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分；根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分计算给水流量指令。通过本发明的方案，提高了超临界机组的给水控制品质。

附图说明

下面对本发明实施例中的附图进行说明，实施例中的附图是用于对本发明的进一步理解，与说明书一起用于解释本发明，并不构成对本发明保护范围的限制。

图1为现有汽水通道的组成示意图；

图2为本发明的计算超临界机组给水流量指令的方法的流程图；

图3为本发明的计算超临界机组给水流量指令的装置的组成结构示意图。

具体实施方式

为了便于本领域技术人员的理解，下面结合附图对本发明作进一步的描述，并不能用来限制本发明的保护范围。

参见图2，本发明提出了一种计算超临界机组给水流量指令的方法，应用于超临界循环流化床机组或超临界直吹式煤粉炉机组，该方法包括：

步骤200、根据主蒸汽流量和锅炉焓增修正系数获取给水流量指令的稳态部分。

本步骤中，给水流量指令的稳态部分为主蒸汽流量D_QW和锅炉焓增修正系数M₁的乘积。

当汽轮机取至第一级压力时，主蒸汽流量D_QW可表示为第一级压力P₁和对应的主蒸汽流量修正函数F(P₁)的乘积。

锅炉焓增修正系数M₁为（末级过热器出口焓-省煤器入口焓）/（末级过热器设计焓-省煤器入口设计焓）。

本步骤中，由于主蒸汽流量对锅炉燃料量变化的响应相对滞后，需要对主蒸汽流量进行补偿；对汽轮机阀门的变化响应相对迅速，又需要对主蒸汽流量变化进行适当的限制。

当主蒸汽流量变化较快时，若不对主蒸汽流量变化速率进行限制，由于给水流量随主蒸汽流量快速变化，将会引起中间点温度、主蒸汽压力波动大，最终引起整个机组控制出现振荡。

另外，在机组协调控制方式处于机跟随方式时（即汽轮机阀门调节主蒸汽压力，锅炉燃料控制采用手动输入的方式），若不根据主蒸汽压力偏差对给水流量指令的问题部分进行速率限制，将会出现正反馈的问题。如主蒸汽压力小于设定值较大时，汽轮机阀门为维持主蒸汽压力在关小过程中较为迅速，这将引起主蒸汽流量减小较快，若给水流量也随主蒸汽流量同步快速减小，将造成主蒸汽压力恢复较慢，汽轮机阀门将进一步关小，造成过调，导致给水流量进一步减小，给水流量减少太多，燃水比例失衡，将出现中间点温度无法维持的恶劣工况。因此，对于机跟随方式，在主蒸汽流量变化较快时，需要对经锅炉焓修正后的主蒸汽流量进行动态的最大允许速率限制才能用其计算给水流量指令的稳态部分。

主蒸汽流量的最大允许速率限制至少包括以下几种情况：

1、正常调节时最大允许速率限制与机组类型有关。具体超临界循环流化床锅炉机组或超临界直吹式煤粉炉机组的最大允许速率限制由机组本身性能决定。

2、辅机跳闸后，快速减负荷（RB）动作时的最大允许速率限制则需增大，具体根据RB试验来定，但一般都会超过正常调节时最大允许速率限制值。实例中均为1.4倍。

3、机跟随方式时主蒸汽压力与其设定值偏差和最大允许速率限制之间的曲线则可根据汽轮机阀门与主蒸汽压力的变化关系及正常调节时最大允许速率限制值来确定。主蒸汽压力偏差修正后的最大允许速率限制值=正常调节时最大允许速率×修正系数（≤1）；主蒸汽压力偏差绝对值大时，速率限制值修正系数小（<1），偏差绝对值小时，则速率限制值恢复为正常调节时的最大允许速率限制值（=1）。

实例中最大的允许升降机组负荷速率为6MW/min，主蒸汽流量经过转化为负荷当量（单位为兆瓦（MW））的数值后，正常调节的最大允许速率限制也设为6MW/min，其在机跟随方式时的主蒸汽流量的动态速率限制值对应函数如表1：

表1

步骤201、根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分。

本步骤中，给水流量指令的动态部分为以风量和燃料量为基础计算得到的动态热量Q₁的微分输出，和以风量和氧量为基础计算得到的氧量热量Q₂的微分输出的加权平均值。

其中，Q₁的微分输出为Q₁对时间的微分，Q₂的微分输出为Q₂对时间的微分，Q₁和Q₂的加权系数分别为C₁和C₂，即给水流量指令的动态部分可以表示为： $C_1\frac{d{Q}_1\left(t\right)}{\mathrm{dt}}+C_2\frac{d{Q}_2\left(t\right)}{\mathrm{dt}}.$

其中，动态热量的微分输出为：

$\frac{d{Q}_1\left(t\right)}{\mathrm{dt}}=\frac{1}{\mathrm{\&tau;}}(K\left(\mathrm{TM}\left(t\right)\right)B\left(t\right)-Q_1\left(t\right))$

其中，Q₁(t)为动态热量，单位为MW；B(t)为既燃碳量，即下一时刻能参与燃烧的碳量，在循环流化床锅炉中代表的是下一时刻床料中能参与燃烧的碳量，单位为千克（kg）；TM(t)为总风量，在循环流化床锅炉中总风量为一次风量、二次风量、流化风量的总和，在直吹式煤粉炉中总风量为一次风量、二次风量的总和，单位为立方米每秒（m³/s）；τ为热传递延迟时间，单位为秒（s），K为燃烧模型总系数，单位为兆焦每立方米每千克（MJ/m³·Kg）；

$\frac{\mathrm{dB}\left(t\right)}{\mathrm{dt}}=F\left(t\right)-\frac{1}{H}\left(K\left(\mathrm{PM}\left(t\right)\right)B\left(t\right)\right)$

其中，H为燃料的单位发热量，单位为兆焦每千克（MJ/Kg）；F(t)为从炉膛入口进入锅炉的燃料量，单位为Kg/s。

氧量热量的微分输出为：

$\frac{d{Q}_2}{\mathrm{dt}}=d\left(\frac{(21-O_2)V}{21K_{\mathrm{vq}}}\right)/\mathrm{dt}$

其中，Q₂(t)为氧量热量，单位为兆焦每秒（MJ/s）；O₂为氧量，V为进入锅炉的风量，单位为立方米每秒（m³/s）；K_vq为空气热量比系数，单位为立方米兆焦（m³/MJ）。

加权系数C₁和C₂可根据中间点焓的变化来确定，在中间点焓的变化过程中，通过改变加权系数C₁和C₂，使得中间点焓的变化控制在一定范围内（如-15KJ/Kg～15KJ/Kg）。

C₁和C₂根据机组效率系数和放大倍数进行取值，其中，机组效率系数由机组类型决定，放大倍数由微分器类型决定，具体如何取值属于现有技术，不能用来限制本发明的保护范围。例如，对于超临界机组，可以取机组效率系数为0.39，对于从非线性跟踪微分器取出的微分，可以取放大倍数为60。

步骤202、根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分获取给水流量指令。

本步骤中，计算得到稳态部分和动态部分后，将其相加得到结果是以ＭＷ为单位，需要将结果换算为给水流量实际工程单位（吨每小时t/h或Kg/s），MW和t/h之间的换算关系可通过锅炉厂所提供的热力计算书中的数据来计算。如600MW机组某锅炉厂所提供的锅炉热力计算书中，额定机组负荷600MW对应的总给水流量为1740t/h，则转换系数为1740/600=2.9。主蒸汽流量转换机组负荷当量的过程与此类似。

参见图3，本发明还提出了一种计算超临界机组给水流量指令的装置，至少包括：

稳态值计算模块，用于根据主蒸汽流量和锅炉焓增修正系数获取给水流量指令的稳态部分；

动态值计算模块，用于根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分；

给水流量指令模块，用于根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分获取给水流量指令。

本发明的装置中，稳态值计算模块，具体用于：

将主蒸汽流量和锅炉焓增修正系数的相乘作为给水流量指令的稳态部分。

本发明的装置中，动态值计算模块，具体用于：

取以风量和燃料量为基础获得的动态热量的微分输出，和以风量和氧量为基础获得的氧量热量的微分输出的加权平均值作为给水流量指令的动态部分。

需要说明的是，以上所述的实施例仅是为了便于本领域的技术人员理解而已，并不用于限制本发明的保护范围，在不脱离本发明的发明构思的前提下，本领域技术人员对本发明所做出的任何显而易见的替换和改进等均在本发明的保护范围之内。

Claims (10)

1.一种计算超临界机组给水流量指令的方法，其特征在于，应用于超临界循环流化床机组或超临界直吹式煤粉炉机组，该方法包括：

根据主蒸汽流量和锅炉焓修正系数获取给水流量指令的稳态部分；

根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分；

根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分获取给水流量指令。

2.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述给水流量指令的稳态部分为所述主蒸汽流量和所述锅炉焓增修正系数的乘积。

3.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，当取至汽轮机第一级压力时，所述主蒸汽流量为所述第一级压力和对应的主蒸汽流量修正函数的乘积。

4.根据权利要求2所述的方法，其特征在于，所述锅炉焓增修正系数为（末级过热器出口焓-省煤器入口焓）/（末级过热器设计焓-省煤器入口设计焓）。

5.根据权利要求1所述的方法，其特征在于，所述给水流量指令的动态部分为以风量和燃料量为基础获得的锅炉动态热量的微分输出，和以风量和氧量为基础获得的氧量热量的微分输出的加权平均值。

6.根据权利要求5所述的方法，其特征在于，所述锅炉动态热量的微分输出为：

$\frac{d{Q}_1\left(t\right)}{\mathrm{dt}}=\frac{1}{\mathrm{\&tau;}}(K\left(\mathrm{TM}\left(t\right)\right)B\left(t\right)-Q_1\left(t\right))$

其中，Q₁(t)为所述锅炉动态热量，B(t)为既燃碳量，TM(t)为总风量，τ为热传递延迟时间，K为燃烧模型总系数；B(t)满足：

$\frac{\mathrm{dB}\left(t\right)}{\mathrm{dt}}=F\left(t\right)-\frac{1}{H}\left(K\left(\mathrm{PM}\left(t\right)\right)B\left(t\right)\right)$

其中，H为燃料的单位发热量，F(t)为从炉膛入口进入锅炉的燃料量。

7.根据权利要求5所述的方法，其特征在于，所述氧量热量的微分输出为：

$\frac{d{Q}_2}{\mathrm{dt}}=d\left(\frac{(21-O_2)V}{21K_{\mathrm{vq}}}\right)/\mathrm{dt}$

其中，Q₂(t)为所述氧量热量，O₂为所述氧量，V为进入锅炉的风量，K_vq为空气热量比系数。

8.一种计算超临界机组给水流量指令的装置，其特征在于，至少包括：

稳态值计算模块，用于根据主蒸汽流量和锅炉焓增修正系数获取给水流量指令的稳态部分；

动态值计算模块，用于根据风量、燃料量和氧量获取给水流量指令的动态部分；

给水流量指令模块，用于根据获得的给水流量指令的稳态部分和动态部分获取给水流量指令。

9.根据权利要求8所述的装置，其特征在于，所述稳态值计算模块，具体用于：

将所述主蒸汽流量和所述锅炉焓增修正系数的相乘作为所述给水流量指令的稳态部分。

10.根据权利要求9所述的装置，其特征在于，所述动态值计算模块，具体用于：

取以风量和燃料量为基础获得的锅炉动态热量的微分输出，和以风量和氧量为基础获得的氧量热量的微分输出的加权平均值作为所述给水流量指令的动态部分。