上汽超超临界机组DEH主汽压控制策略分析与优化

袁岑颉，蒋 薇，董红萍，毛孝忠

(1. 浙江浙能嘉华发电有限公司, 浙江 嘉兴 314201；2．国网浙江省电力公司电力科学研究院，杭州 310014)

1 DEH主汽压控制原理和特点

上汽超超临界机组主汽压控制模式分为限压模式和初压模式两种。这两种模式都能够在原上汽300、600 MW机组(美国西屋技术)中找到原型，即主汽压控制(TPL)和汽轮机调压模式(TCP)[1-3]。在TPL模式下，机组在额定主汽压、满负荷工况下投入TPL，当主汽压小于定值时，调门开度减小，保证机前压力不再降低。在TCP模式下，DEH侧设定主汽压力值，DEH调节调门开度，保证主汽压波动小于一定范围。

上汽超超临界机组DEH控制采用中央小选控制，即汽机启动装置TAB输出、转速负荷控制器NPR输出、主蒸汽压力控制YFDPR输出三路进行小选比较后形成有效地进汽量设定YR作用到调门上。DEH三路小选功能图见图1。

图1 DEH三路小选功能图

在机组正常运行时，DEH采用限压模式，汽轮机调节机组负荷，锅炉侧调节主蒸汽压力[4-6]。当FDPRIE未激活时(即主汽压调节器未起作用)，主汽压控制PID不起作用，DEH主汽压调节器输出处于快速跟踪模式，跟踪值SV。

通过这种方法保证了当实际主汽压PFD与压力延时设定值FDSV两者偏差小于限压偏差DGD时，主汽压调节器输出大于有效进汽量设定YR，在三路小选功能块的作用下，主汽压调节器被有效断开。当两者偏差大于限压偏置DGD时，主汽压控制YFDPR输出小于有效进汽量设定YR，此时DEH主汽压调节器不再处于跟踪状态，FDPRER被激活，主汽压控制PID开始起作用并关小调门，保证机前压力不再持续下降。其中，限压偏置DGD原厂设计为-0.25 MPa，建议将此值设置为-1.5 MPa，防止主汽压调节器被频繁激活。主汽压调节器控制框图见图2。

图2 主汽压调节器控制框图

在并网期间，主汽压调节器输出的下限为额定压力的20%，在脱网期间，主汽压调节器输出的下限为额定压力的8%。在压力模式未激活时，主汽压调节器输出的上限为校正后的主汽压力PFDK的105%，在压力模式激活时，主汽压调节器输出的上限为校正后的主汽压力PFDK的101%。

2 初/限压模式投切回路分析

2.1 初压模式投切

汽轮机主控系统自动执行或者通过操作画面手动投入初压模式时，初压模式人工投入VDB触发，转速负荷控制器NPR中负荷控制回路的有效延时负荷设定PSW迅速叠加额定负荷2%的初压偏置DVD，同时转速负荷控制器PID的积分时间由1 000 ms切换为250 ms。此时转速负荷控制回路PID输入为

IN=PSW-PEL+DVD

式中 IN——PID输入；PSW——有效延时负荷设定；PEL——实际功率；DVD——初压偏置。

转速负荷调节器控制框图见图3。

图3 转速负荷调节器控制框图

在初压偏置DVD的作用下，转速负荷控制器输出YNPR不断累积增加，开启调门，最终导致机前压力逐渐下降，最终导致主汽压控制YFDPR输出小于转速负荷控制NPR输出，由于三路小选功能块的作用YR值选择YFDPR，主汽压控制模式激活，FDPRIE起作用。此时转速负荷控制器NPR不再对调门起作用，转速负荷控制器作用信号NPRIE自动退出，为防止转速负荷控制PID长时间存在偏差而导致积分饱和，转速负荷控制器NPR输出上限YU由原先校正后的主汽压力PFDK*1.05自动切换为YU=YR+K*(PSW-PEL)。

通过这种方式保证了负荷控制器输出YNPR>YR，转速负荷控制器NPR被有效断开。

2.2 限压模式投切

汽轮机主控系统自动执行或通过操作画面手动投入限压模式时，限压模式人工投入GDB触发，此时初压偏置由额定负荷的2%切换为0，限压偏置由0切换为-15。

主汽压控制回路PID输入为

IN=PFD-FDSVK=PFD-(FDSV+DGD)=PFD-FDSV-DGD

由于限压偏置由0切换-15，此时主汽压控制YFDPR输出开始增加，调门逐渐开启。同时由于初压偏置由额定负荷的2%切换为0，转速负荷控制器回路PID输入为

IN=PSW-PEL+DVD=PSW-PEL

负荷控制回路中实际功率PEL由于调门开启不断增加，导致转速负荷控制器NPR输出不断减小，最终负荷控制器输出YNPR

3 DEH主汽压控制对其他回路的影响

3.1 对功率设定PS的影响

(1)在限压模式切换为初压模式的过程中，DEH还引入了压力限值GWGDER，当实际主汽压PFD和压力延时设定值FDSV两者偏差超过GWGDER时，DEH将发出压力超限报警，同时闭锁功率设定PS模件中的负荷设定增减，待主汽压恢复正常后解锁负荷闭锁功能。该值原厂设计为-0.8 bar。

(2)当机组从限压模式切换为初压模式时，FDPRER被激活(即主汽压控制起作用)，有效延时负荷设定PSW跟踪实际功率PEL，保证两种模式的无扰切换。

(3)限压模式控制时，主蒸汽压力延时设定FDSV和实际汽压PFD产生的偏差会动态修正有效延时负荷设定PSW，设计的修正量为5 MW/MPa(1 000 MW机组)。

3.2 对转速设定NS的影响

在机组启动升速期间，如果发生主蒸汽压力突降，当实际主汽压PFD和压力延时设定值FDSV两者偏差超过GWGDER时，将触发退出冲转信号NSNF，此时转速设定调节器处于快速跟踪模式，转速设定NS=实际转速NT-60，通过这种方法保证转速设定值NS一直小于实际转速NT，使转速负荷控制NPR输出为负值，确保调门的可靠关闭[7-8]。

3.3 对高压缸叶片温度控制HATR的影响

当控制模式处在限压模式，并且FDPRIE激活时(即主汽压控制起作用)，高压缸叶片控制器会切换至快速跟踪模式，设定值跟踪输出值，确保主汽压调节器起作用时，高压缸叶片温度控制器保持当前输出不再影响调门。

4 DEH主汽压控制的优化措施

(1)在机组正常运行时，DEH主汽压设定FDS来自机组协调控制CCS中主汽压设定所生产的滑压曲线，但是运行期间会发现，滑压曲线的实时变化会导致主汽压设定FDS的频繁波动，当机组处于大幅度加减负荷时，主蒸汽压力延时设定FDSV和实际汽压PFD会产生较大的偏差，从而导致DEH负荷闭锁和负荷控制的退出。压力延时设定与实际压力的曲线(逻辑修改前)见图4。

图4 压力延时设定与实际压力的曲线(逻辑修改前)

在协调控制CCS主汽压设定中增加相应逻辑：当DEH不在初压模式时，主汽压的设定FDS以2.5 MPa/min的变化速率跟踪实际压力PFD，该逻辑确保DEH主汽压调节器只有在实际主汽压PFD发生突降时才起作用。

压力延时设定与实际压力的曲线(逻辑修改后)见图5。

图5 压力延时设定与实际压力的曲线(逻辑修改后)

通过这种方法保证了压力延时设定FDSV和PFD的紧密跟随，保证了DEH压力控制模式不会频繁激活，以及负荷控制不会被频繁撤出。同时修改了负荷闭锁压力限值GWGDER，由原厂的-0.8 bar修改为-8 bar(大于限压偏置DGD的-15 bar)，保证闭锁负荷在先，压力模式激活在后。

(2)手动将控制方式由限压模式切换至初压模式后开始计时，如果30 s后转速负荷控制器作用信号NPRIE仍起作用，为了避免负荷继续波动，在负荷设定值上增加了一个额定负荷-2%的偏置。这个偏置会抵掉转速负荷控制NPR回路中的初压偏置DVD，使调门不再开启，防止汽机失控。

(3)机组在初压模式且FDPRIE激活时(即主汽压控制起作用)，自动撤出一次调频回路。机组在限压模式或者FDPRIE无效(即主汽压控制不起作用时)，才能手动投入一次调频回路，随着电网一次调频不能有投切功能的要求，取消了该回路的作用。

(4)一次调频投入时，为了避免压力限值GWGDER过小导致负荷频繁闭锁，因此增加了切换回路，当机组处于负荷控制且一次调频正常投入时，压力限值GWGDER由-0.8 MPa切换为-1 MPa，避免调频时负荷闭锁频繁动作。

(5)在限压模式控制时，主蒸汽压力延时设定FDSV和实际汽压PFD产生的偏差会动态修正有效延时负荷设定PSW。在实际应用中，协调控制在汽机主控回路中都设置有主汽压拉回逻辑，因此在DEH侧取消了压力修正回路，避免压力偏差的重复修正。

参考文献：

[1] 王会.西门子1 000 MW汽轮机DEH控制逻辑优化[J].

中国电力,2014,45(9): 6-10.

WANG Hui. Optimization on Control Logics of Siemens DEH System for 1 000 MW Steam Turbines[J]. Electric Power, 2014,4a(9)：6-10．

[2]俞友群,蒋宇轩.提高西门子T-3000 DEH系统的可靠性研究[J].浙江电力，2013,31(6):39-42.

YU Youqun, JIANG Yuxuan. Research on Reliability Improvement of Siemens T-3000 DEH System[J]．Zhejiang Electric Power，2013，31(6)：39-42．

[3]韩英昆,孟祥荣，牟琳.1 000 MW火电机组DEH一次调频控制方式应用与探讨[J].华东电力,2008,36(3):19-23.

HAN Yingkun, MENG Xiangrong, MOU Lin. Control modes of primary frequency regulation of DEH for 1000 MW thermal units[J].East China Electric Power,2008,36(3):19-23.

[4]钱朝明，王会，吴永存.1 000 MW火电机组协调控制策略优化[J].中国电力，2013,46(3):68-72.

QIAN Chaoming, WANG Hui, WU Yongcun, et al. Optimization of Coordinated Control Strategy for 1 000 MW Thermal Power Units[J].Electric Power,2013,46(3):68-72.

[5]罗志浩,陈小强,陈波.超(超超)临界机组主重要参数控制策略优化[J].浙江电力,2011,30(6):32-35.

LUO Zhihao, CHEN Xiaoqiang, CHEN Bo. Optimization of Control Strategy of Main Parameters for Supercritical (Ultra Supercritical) Units[J].Zhejiang Electric Power,2011,30(6):32-35.

[6]尹峰. 超(超超)临界机组协调控制特性与控制策略[J].中国电力, 2008,41(3):66-69.

YIN Feng. Characteristics and control strategies of Coordinated Control System(CCS)for supercritical and ultra supercritical power units[J]．Electric Power，2008,41(3)：66-69．

[7]屠士凤,丁明利.660 MW机组协调控制系统的故障分析与改进措施[J].浙江电力,2012,31(5):38-41.

TU Shifeng, DING Mingli. Fault Analysis and Improvement Measures of Coordination Control System for 660 MW Units[J]. Zhejiang Electric Power,2012,31(5):38-40,51.

[8]张杰,张于平,郑渭建.1 000 MW超超临界燃煤机组协调控制策略优化[J].浙江电力,2012(9):31-34.

ZHANG Jie, ZHANG Yuping, ZHENG Weijian. Optimization of Coordinated Control Strategy for 1 000 MW Ultra Supercritical Coal-fired Units[J]. Zhejiang Electric Power,2012(9):31-34.