300MW循环流化床锅炉负荷、床温和床压的动态特性分析

郝勇生, 沈 炯, 侯子良, 张雨飞, 董永宁, 武建忠, 许渊源

(1.东南大学能源与环境学院,南京210096;2.中国电力工程顾问集团公司,北京100011;3.蒙西发电厂,乌海016004;4.临涣中利发电有限公司,淮北235139)

循环流化床燃烧技术作为高效率、低污染、适应性广的洁净燃煤技术,在全世界越来越受到广泛重视.目前,国内300MW循环流化床锅炉的建设、投运和研究尚处于发展阶段,在自动控制等诸多方面存在很多待研究和解决的问题[1-3].大型循环流化床锅炉燃烧部分的自动控制是公认的疑难问题,其中以协调控制、床温控制和床压控制为典型代表.

国内相关学者针对中小型循环流化床锅炉的燃烧特性进行过一定的试验研究,并取得了一些成果[4-5].笔者以蒙西发电厂2×300MW循环流化床锅炉阶跃响应试验数据为基础,同时结合安徽淮北临涣中利发电有限公司2×300MW循环流化床锅炉的运行经验,研究了锅炉负荷、床温和床压的动态响应特性.其中,蒙西发电厂锅炉由上海锅炉厂有限公司制造,临涣中利发电有限公司锅炉由哈尔滨锅炉厂有限责任公司制造,该两电厂投运的锅炉均是引进法国阿尔斯通技术国产化的炉型.

1 负荷的动态响应特性

相对于传统煤粉炉而言,循环流化床锅炉在燃烧低热值的煤矸石及煤泥时,由于燃料量变化引起的锅炉负荷和主蒸汽压力的变化更滞后.因此,目前300MW循环流化床锅炉协调控制大多难以在变工况下稳定投运.针对此问题,有两方面思路建议：一方面针对循环流化床的固有特性,行业主管部门应对该类型锅炉的AGC指标做出切合实际的调整,因为循环流化床锅炉不可能达到传统煤粉炉的AGC指标;另一方面对锅炉负荷的动态响应特性进行深入分析,引入带有预测功能的协调控制方案,从控制角度减少锅炉本身滞后特性带来的不利影响.

由于试验环境和条件所限,负荷响应试验在200MW和250 MW 2个负荷点附近进行.在试验过程中,锅炉主控和汽轮机主控均设置在手动方式.试验目的是测试锅炉-汽轮机的动态响应特性,研究锅炉所具有的惯性时间和蓄热能力,以设计合理的具有较快负荷响应速度的新型AGC控制系统.

图1给出了在200 MW负荷工况下,当锅炉主控指令发生阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性.

由图1(b)可得主蒸汽压力-锅炉主控传递函数：

由图1(c)可得实发功率-锅炉主控传递函数为：

图1 锅炉主控指令阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性(200 MW负荷工况)Fig.1 Dynam ic response characteristics ofmain steam pressu reand actualpow erw hen there isa step change inmain con trol command of boiler(under 200MW load condition)

图2给出了在200 MW负荷工况下,当汽轮机主控指令发生阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性.

由图2(b)可得主蒸汽压力-汽轮机主控传递函数为：

由图2(c)可得实发功率-汽轮机的主控传递函数为：

图3给出了在250 MW负荷工况下,当锅炉主控指令发生阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性.

图2 汽轮机主控指令阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性(200 MW负荷工况)Fig.2 Dynam ic response characteristics ofmain steam pressure and actual pow er w hen there is a step change in main control command of turbine(under 200 MW load condition)

由图3(b)可得主蒸汽压力-锅炉主控传递函数：

由图3(c)可得实发功率-锅炉主控传递函数为：

图4给出了在250 MW负荷工况下,当汽轮机主控指令发生阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性.

由图4(b)可得主蒸汽压力-汽轮机主控传递函数为：

由图4(c)可得实发功率-汽轮机主控传递函数：

图3 锅炉主控指令阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性(250 MW负荷工况)Fig.3 Dynamic response characteristics of main steam pressure and actual power when there is a step change inmain control command of boiler(under 250MW load condition)

图4 汽轮机主控指令阶跃变化时,主蒸汽压力和实发功率的动态响应特性(250 MW负荷工况)Fig.4 Dynamic response characteristics of main steam pressure and actual powerb when there is astep change inmain control command of turbine(under 250 MW load condition)

由图1～图4可以看出,锅炉主控指令变化后,主蒸汽压力和实发功率变化的滞后时间均在 10 min以上,与普通煤粉炉相比有更大的滞后特性.因此,采用常规协调控制方案难以适应机组在变工况下的持续稳定运行,这也是目前采用循环流化床锅炉的电厂普遍存在的问题.此外,在图2中当汽轮机主控指令阶跃升高时,实发功率先升高后降低,最终达到稳态时低于初始值,这与该试验后期背压解除自动后的波动有关.

2 床温和床压的动态响应特性

影响循环流化床床温的因素很多,如冷灰返料量、给煤量、石灰石供给量、排渣量、一次风量、二次风量以及返料风量等.300MW循环流化床锅炉通过调节锥形回料阀,控制经外置床返回炉膛的冷灰量来实现对床温的控制,锥形回料阀执行机构具有良好的线性控制特点.当床温偏高时,应开大锥形回料阀使进入炉膛的冷灰量增加,从而降低床温;当床温偏低时,则应开小锥形回料阀使进入炉膛的冷灰量减少,从而提高床温.

床料厚度的变化影响床温及锅炉的经济运行,床料厚度还与床压具有对应关系,可通过改变床压设定值来调节床料厚度.在动态过程中,床压同样受一次风量、二次风量及给煤量等因素的影响.床压是锅炉稳定循环燃烧的基石,也是参与炉膛保护的重要信号,因此床压的自动控制在一定意义上比床温控制更重要.笔者在200～250 MW负荷工况下,针对引起床温和床压变化的不同回路进行了阶跃响应试验和分析.

2.1 回料阀开度阶跃扰动

图5给出了在230 MW负荷工况下、当回料阀开度阶跃变化时床温和床压的动态响应特性.由图5可知,当回料阀开度阶跃减小时,通过外置床进入炉膛的冷灰量减少,床温迅速升高,而床压则呈现小幅降低的趋势.在300MW循环流化床锅炉中,回料阀开度可作为调节床温的主要手段,而其对床压的影响效果较弱.

图5 回料阀开度阶跃变化时,床温和床压的动态响应特性Fig.5 Dynamic response characteristics of bed temperature and bed pressure when there is a step change in opening of return valve

由图5(b)可得床温-回料阀开度传递函数为：

由图5(c)可得床压-回料阀开度传递函数为：

2.2 冷渣器转速阶跃扰动

图6给出了在240MW负荷工况下,当冷渣器转速阶跃变化时床温和床压的动态响应特性.由图6可知,冷渣器转速的阶跃变化对床温的影响甚微,对床压影响的滞后时间约为10 min,在动态过程中可以忽略冷渣器转速对床压的影响.蒙西发电厂在正常运行时,床压控制在16～19 kPa.临涣中利发电厂在正常运行时,床压控制在10～12 kPa.床压控制值较低时,对于防止双炉膛的“翻床”有利,但炉膛的蓄热量较少,床压控制值较高时则效果相反.冷渣器转速变化对床压的影响微弱,与冷渣器排渣设计出力有关,因此有必要对冷渣器进行增容改造.

由图6(c)可得床压-冷渣器转速传递函数为：

图6 冷渣器转速阶跃变化时,床温和床压的动态响应特性Fig.6 Dynamic response characteristics of bed tem perature and bed pressurewhen there is a step change in rotational speed of slag cooler

2.3 给煤量阶跃扰动

图7给出了在240MW负荷工况下,当给煤量阶跃变化时床温和床压的动态响应特性.由图7可知,当给煤量阶跃增加时,炉膛本身的床压值维持在较高的水平,床压快速升高0.15 kPa左右,床温则呈现出典型的先降后升特性.在冷煤矸石刚进入炉膛还未释放能量时,床温有小幅的下降,但随着入炉燃料能量的释放,床温则呈现出明显的升高趋势.

由图7(b)可得床温-给煤量传递函数为：

由图7(c)可得床压-给煤量传递函数为：

2.4 上二次风量阶跃扰动

蒙西发电厂上二次总风量设置了独立的调节门,下二次总风量则没有设置独立的调节门,下二次风各支路的调节门均为手动调节,正常情况下没有参与调节.图8给出了在240 MW负荷工况下、当上二次风量阶跃变化时床温和床压的动态响应特性.由图8可知,当上二次风量减少时,床压先快速降低后有小幅回升,炉膛上部的燃料浓度降低,密相区出口的灰量减少,床温先升高,之后小幅回落.

由图8(b)可得床温-上二次风量传递函数为：

图7 给煤量阶跃变化时,床温和床压的动态响应特性Fig.7 Dynam ic response characteristics of bed tem perature and bed pressure w hen there isa step change in coal feed rate

图8 上二次风量阶跃变化时,床温和床压的动态响应特性Fig.8 Dynam ic response characteristics of bed tem perature and bed pressure w hen there is a step change in upper secondary air flow rate

由图8(c)可得床压-上二次风量传递函数为：

2.5 一次风量阶跃扰动

图9给出了在200MW负荷工况下、当一次风量阶跃变化时床温和床压的动态响应特性.由图9可知,一次风量阶跃增加对床温和床压均有非常明显的影响.当一次风量增加时,密相区含氧量升高,燃烧更充分,床温先升高,但由于燃料量没有增加,床温最终下降且比原始值稍低.当一次风量增加时,炉内流场速度加快,密相区燃料浓度降低,床压下降.

由图9(b)可得床温-一次风量传递函数为：

由图9(c)可得床压-一次风量传递函数为：

图9 一次风量阶跃变化时,床温和床压的动态响应特性Fig.9 Dynam ic response characteristics of bed temperature and bed pressu re when there is a step change in primary air flow rate

3 结 论

根据300MW循环流化床锅炉的现场试验数据,对锅炉燃烧环节的对象进行了动态特性分析,提出了较为完整的负荷、床温和床压在不同工况下的阶跃响应模型,为300MW循环流化床锅炉的动态特性分析和控制研究提供了真实可靠的依据.由于试验条件所限,在更多工况下的模型分析有待进一步完善,对于燃烧不同煤种、结构上不完全相同的300MW循环流化床锅炉,需要不断地跟踪和对比.

[1] 郝勇生,李军,赵志丹,等.TPS系统在 300MW 大型循环流化床锅炉机组控制中的应用及自动控制研究[J].中国电力,2008,41(10)：67-70.

[2] 李军,桑永福,郝勇生.北方联合电力蒙西发电厂DCS逻辑设计说明[R].西安：西安热工研究院有限公司,2006.

[3] 党黎军,赵志丹,王乐毕.循环流化床机组控制与保护技术及其应用[M].北京：中国电力出版社,2008.

[4] 马素霞,杨献勇.循环流化床锅炉燃烧系统的动态特性研究[J].中国电机工程学报,2006,26(9)：1-6.

[5] 杨景祺,赵伟杰,郭荣,等.循环流化床锅炉控制系统的分析与设计[J].动力工程,2005,25(4)：517-522.