专业硕士学位论文
直流锅炉工质-能量平衡特性分析
Characteristic Analysis on Working Medium-Energy
Balance of Once-through Boiler
王铁华
2015年3月
国内图书分类号：TK323 学校代码：10079 国际图书分类号：621.1 密级：公开
专业硕士学位论文
直流锅炉工质-能量平衡特性分析
硕士研究生 ： 王铁华 导 师 ： 刘鑫屏副教授 企业导师 ： 申请学位 ： 工程硕士 专业领域 ： 控制工程 培养方式 ： 全日制
所 在 学 院 ： 控制与计算机工程学院 答 辩 日 期 ： 2015年3月 授予学位单位 ： 华北电力大学
Classified Index: TK323 U.D.C: 621.1
Thesis for the Master Degree
Characteristic Analysis on Working Medium-Energy
Balance of Once-through Boiler
Candidate： Supervisor： School：
Date of Defence：
Wang Tie-hua
Associate Prof. Liu Xin-ping School of Control and Engineering March, 2015
Computer
Degree-Conferring-Institution： North China Electric Power University
华北电力大学硕士学位论文原创性声明
本人郑重声明：此处所提交的硕士学位论文《直流锅炉工质-能量平衡特性分析》，是本人在导师指导下，在华北电力大学攻读硕士学位期间独立进行研究工作所取得的成果。据本人所知，论文中除已注明部分外不包含他人已发表或撰写过的研究成果。对本文的研究工作做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式注明。本声明的法律结果将完全由本人承担。
作者签名： 日期： 年 月 日
华北电力大学硕士学位论文使用授权书
《直流锅炉工质-能量平衡特性分析》系本人在华北电力大学攻读硕士学位期间在导师指导下完成的硕士学位论文。本论文的研究成果归华北电力大学所有，本论文的研究内容不得以其它单位的名义发表。本人完全了解华北电力大学关于保存、使用学位论文的规定，同意学校保留并向有关部门送交论文的复印件和电子版本，允许论文被查阅和借阅。本人授权华北电力大学，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文，可以公布论文的全部或部分内容。
本学位论文属于（请在以上相应方框内打“√”）： 保密□，在 年解密后适用本授权书 不保密□
作者签名： 日期： 年 月 日
导师签名： 日期： 年 月 日
华北电力大学硕士学位论文
摘 要
超（超）临界直流锅炉是大容量、高参数火电机组的必然选择，而建立其简化非线性动态模型，是设计良好控制系统、对其关键运行参数实施有效控制的基础。直流锅炉与汽包锅炉主要区别在于汽水系统动态特性存在重大差异，其模型难以沿用传统汽包锅炉模型。而建模研究的核心在于分析直流锅炉汽水系统能量流、物质流的平衡过程，建立微分方程形式描述的、主要参数具有明确物理意义的、能够反映对象主要动态特性和非线性特性的动态模型。文中以ZX1000MW、JB1000MW、ND660MW三机组的设计数据和实验数据为基础，采用机理分析、数据分析和仿真分析相结合的方法研究了直流锅炉的工质-能量平衡特性。主要内容包括：
过热汽温控制系统是否投入自动，会导致直流锅炉的工质-能量平衡特性出现重大差异。当过热汽温控制系统投入自动后，中间点焓在小范围内变化时，控制系统能够通过调节减温水流量，维持锅炉水煤比整体恒定。即水煤比固定的条件下，中间点焓在一个小范围为非常数，将此现象描述为中间点焓的多平衡点现象。利用机组设计数据对此现象进行定量分析，并阐述其在实际工程中的主要特性。
在直流锅炉中间点焓多平衡点现象的基础上，对这种现象中的蓄热特性进行研究。研究中为分析方便，将多平衡点现象的变化过程简化为定容吸热和绝热膨胀两个理想过程。结果表明，多平衡点现象变化过程中机组的蓄热变化与负荷变化存在单调关系，且蓄热变化主要以金属蓄热变化为主。
中间点焓控制方案包括水跟煤和煤跟水两种，为对比分析这两种控制方案在直流锅炉中间点焓多平衡点现象中的效果，搭建了仿真模型，并利用现场数据进行了验证。结果表明，在中间点焓的调节过程中，水跟煤控制方案相对于煤跟水控制方案更加稳定且误差较小。
关键词：直流锅炉；工质-能量平衡特性；中间点焓；多平衡点；蓄热特性；控制方案
I
华北电力大学硕士学位论文
Abstract
Supercritical once-through boiler is the inevitable choice of large capacity, high parameter thermal power units, and the building of its simplified nonlinear dynamic model is the basis of designing good control system and effective control of the key operation parameters. Once through boiler can hardly proceed to use the model of traditional drum boiler mainly because of their big difference in steam water system dynamic characteristics. The core of modeling lies in analyzing the balance between energy and material flow of the once through boiler( steam water system). Then the differential equation described, with main parameters having clear physical meaning’s dynamic model is established, and it can reflect the object main dynamic and nonlinear properties. Based on design and experimental data of ZX1000MW, JB1000MW, ND660MW, the working medium-energy balance characteristics of once through boiler was studied by combining mechanism, data and simulation analysis.
Whether superheated steam temperature control system is in the automatic or not can make a major difference in the character of working medium-energy balance. When it is in the automatic, intermediate point enthalpy changing within a narrow range, the control system can maintain integral constant of coal to water ratio by regulating desuperheating water flow. That is to say, in a small scale intermediate point enthalpy can be a variable when coal to water ratio is fixed, and that is described as the multi equilibrium point phenomenon of intermediate point enthalpy. Then utilizing design data of the units conducted quantitative analysis on the phenomenon and elaborated its main character in practical work.
In the study of regenerative characteristic, the changing process of phenomenon was simplified into two ideal phases, constant volume heat and adiabatic expansion. The result indicates that the regenerative and load changes exist monotonic relationship, and the former one is mainly the change of metal heat storage.
The scheme control of intermediate point enthalpy includes two type, water following coal control and coal following water control. By establishing simulation model and testifying field data, it shows that the scheme of water to coal is more stable and with smaller error comparing to the other.
Keywords: once-through boiler；working medium-energy balance characteristic； intermediate point enthalpy；multi equilibrium point；regenerative characteristic；control scheme
II
华北电力大学硕士学位论文
目 录
摘 要 ............................................................................................................................. I Abstract ............................................................................................................................. II 第1章 绪 论 .................................................................................................................... 1 1.1 课题背景及研究意义 .............................................................................................. 1 1.2 直流锅炉机组建模的研究现状 .............................................................................. 2 1.2.1 直流锅炉的发展 .............................................................................................. 2 1.2.2 直流锅炉机组模型类型 .................................................................................. 3 1.2.3 面临的问题 ...................................................................................................... 6 1.3 本课题的主要研究内容 .......................................................................................... 7 第2章 直流锅炉的对象特性 .......................................................................................... 8 2.1 直流锅炉的对象特性 .............................................................................................. 8 2.1.1 直流锅炉的工作特点 ...................................................................................... 8 2.1.2 直流锅炉水冷壁特性 .................................................................................... 10 2.1.3 直流锅炉的汽水系统 .................................................................................... 11 2.1.4 直流锅炉的控制特性 .................................................................................... 12 2.2本章小结 ................................................................................................................ 13 第3章 直流锅炉的工质-能量平衡特性 ....................................................................... 14 3.1 研究对象介绍 ........................................................................................................ 14 3.2 直流锅炉中间点焓多平衡点现象 ........................................................................ 15 3.2.1 现象描述 ........................................................................................................ 15 3.2.2 机理分析 ........................................................................................................ 17 3.2.3 数值计算及分析 ............................................................................................ 19 3.2.4 特性分析 ........................................................................................................ 27 3.3 直流锅炉中间点焓多平衡点现象中的蓄热特性 ................................................ 28
III
华北电力大学硕士学位论文
3.3.1 机理分析 ........................................................................................................ 28 3.3.2 数据分析 ........................................................................................................ 29 3.4 本章小结 ................................................................................................................ 36 第4章 中间点焓对象模型及控制方案选取 ................................................................ 37 4.1 对象模型 ................................................................................................................ 37 4.1.1 对象模型 ........................................................................................................ 37 4.1.2 仿真模型 ........................................................................................................ 38 4.1.3 仿真结果分析 ................................................................................................ 39 4.2 模型验证 ................................................................................................................ 40 4.3 控制方案简介 ........................................................................................................ 46 4.4 本章小结 ................................................................................................................ 48 第5章 结论与展望 ........................................................................................................ 49 参考文献 .......................................................................................................................... 51 攻读硕士学位期间发表的论文及其它成果 .................................................................. 54 致 谢 .............................................................................................................................. 55
IV
华北电力大学硕士学位论文
第1章 绪 论
1.1 课题背景及研究意义
我国的煤炭资源丰富，是世界上最大的煤生产国和消费国，也是世界上少数几个以煤炭为主要一次能源的国家之一。已探明的煤炭保有量1亿万吨，占一次能源的90%以上。根据我国能源资源的特点，煤炭在一次能源生产与消费中的比例会长期保持在75%左右的水平上。由于煤炭在一次能源结构中的主导地位，决定了我国电力生产中以煤为主的格局。在中国电力工业中，自上世纪九十年代以来，火电机组装机容量保持在75%左右。火电机组的发电量占总发电量的80%以上，其中燃煤电站占总发电量的76%。目前我国发电消耗的煤炭约占煤炭总产量的40%以上，且这一比例还会逐年上升[1]。
我国火力发电中面临的两大突出问题是能耗高和环境污染严重，这两大问题不仅制约了我国电力工业发展，甚至对整个国民经济发展都有重要影响。因此，解决这两大问题是今后火力发电中的主要任务。为此，提出了一系列洁净煤发电技术，主要包括：循环流化床(CFBC)技术、增压流化床联合循环(PFBC-CC)技术、整体煤气化联合循环(IGCC)技术、超临界(SC)与超超临界技术(USC)。而超临界与超超临界技术与其它技术相比，具有以下特点：与同容量亚临界火电机组的热效率相比，采用超临界机组在理论上可提高效率2%~2.5%，而超超临界机组更高达4%~5%，这与 IGCC和 PFBC-CC效率相当；超临界和超超临界机组的负荷调节特性良好，在部分负荷下仍能保持较高的效率；基建投资和发电成本相对于 IGCC 和 PFBC-CC更加优越，是今后电力工业发展中的主力机组。另一方面，提高蒸汽参数与发展大容量机组相结合是降低单位容量造价及解决当前燃煤机组效率低、污染物排放量大最有效的途径。因此，发展超临界和超超临界机组是解决两大问题现实可行的选择 [1-4]。
对于水和水蒸气而言，超临界状态是指压力超过临界压力22.129MPa的状态[5]。关于超超临界参数的概念，目前国际上在发电行业尚无统一的标准，国际上对超超临界机组的定义通常是指主蒸汽压力在26MPa以上或是主蒸汽和再热蒸汽温度在580℃以上的机组[6]。目前运行超临界和超超临界机组压力为25MPa~28MPa[7]。在临界压力22.129MPa下，水和水蒸气对应的饱和温度为374.15℃。理论上认为：在水的状态参数达到临界点时，水的汽化会在一瞬间完成，即在临界点时饱和水和饱和蒸汽之间不再有汽、水共存的二相区存在，二者的参数不再有区别。因此，在超（超）临界压力下无法维持自然循环，即汽包锅炉无法应用于超（超）临界发电机
1
华北电力大学硕士学位论文
组，直流锅炉成为发展超（超）临界发电机组的唯一型式[2]。
由于直流锅炉作为发展超临界和超超临界机组发电技术的唯一型式，因此，随着超临界和超超临界发电技术的不断发展，直流锅炉也被越来越多的采用。而在发展超临界和超超临界发电技术的过程中，面临两个比较重要的问题，其一是如何改进机组的控制策略；其二是如何提高机组运行人员的实际操作水平。这两个问题的解决需要机组运行人员对机组运行特性有更加深入的了解并熟练掌握，从而尽可能发挥出超（超）临界发电机组的优势[8]。解决上述问题的有效方法之一便是建立直流锅炉发电机组的数学模型。但在建立机组数学模型之前，首要的工作是掌握直流锅炉的对象特性。
1.2 直流锅炉机组建模的研究现状
1.2.1 直流锅炉的发展
直流锅炉的发展历史与汽包锅炉的发展历史相差无几，并且与汽包锅炉一样，直流锅炉也在火力发电中得到了广泛应用。在欧美、亚洲以及前苏联等工业发达国家，直流锅炉的应用比重甚至还大于汽包锅炉，原因在于直流锅炉不仅适用于亚临界及其以下的所有压力等级，而且还适用于超临界及其以上的所有压力等级[9]。但因制造成本以及可靠性等问题的限制，使其主要应用于超临界和超超临界发电机组。纵观半个多世纪以来对超临界和超超临界火力发电技术的研究，大致可将其发展过程归纳为以下三个阶段[10]：
第一阶段为上世纪五十至七十年代，这一阶段是以美国的GE和西屋公司以及德国为代表的超超临界机组发展的起始阶段。这一阶段早期投运的机组参数都很高，但由于当时技术手段和材料的限制，导致这些早期投运的机组运行可靠性、可用性较低。到了这一阶段的后期，又将所采用的机组蒸汽参数降低到常规的超临界参数水平。
第二阶段始于上世纪八十年代，期间，随着材料制造技术的快速发展，锅炉和汽轮机所用材料的性能得到了快速提升；而且，随着对电厂化学用水方面研究的不断深入，使得超临界发电机组运行的可靠性不断得到提高。另外，对超临界机组的不断优化、完善和改造，也大大提高了机组运行的可靠性和经济性。与此同时，对超超临界发电机组的研究也进入了一个新的阶段。
第三阶段是从上世纪九十年代开始至今，这一阶段常规超临界发电技术趋于成熟，人类环保意识的加强以及新材料的成功研发促使超超临界机组的发展进入了一个崭新的阶段。而且这一阶段不仅使机组的可靠性、可用率、发电效率有了进一步的提高，还提高了机组特性参数。现今超临界和超超临界机组发电技术主要以欧洲
2
华北电力大学硕士学位论文
西门子、阿尔斯通和日本日立、东芝、三菱等公司为代表。
我国的超临界和超超临界机组发电技术的发展是从第三阶段开始的。虽然我国对超临界和超超临界发电技术的研究起步较晚，但通过不断的发展，现在也已基本达到了国际先进水平。我国现今采用的直流锅炉主要是以西门子、阿尔斯通为代表的欧洲流派和以三菱、日立为代表的日本流派，国内三大动力集团（上海电气、东方电气、哈尔滨电气）通过引进两大流派的超临界和超超临界发电技术，进行超（超）临界组的设计和制造，并自主对机组性能进行设计。而且我国已经将700℃高超超临界发电技术纳入国家自主研发计划，预计新一代的700℃超超临界燃煤机组投入商业运行后，机组供电效率将超过50%。
1.2.2 直流锅炉机组模型类型
火电机组热力系统包括锅炉本体、汽轮机本体以及各种辅机和辅助系统。锅炉本体是所有系统中最为复杂的，也是在工程应用中最难处理的。因此，锅炉本体模型的建立是火电机组热力系统模型建立的关键，一直以来是国内外热力建模学者研究的重点。在建立锅炉模型时，大都采用以机理分析为主体的建模方法，所得到的模型按复杂度高低可以表示为偏微分形式，微分形式，或者代数形式。一般来说，精度高的模型复杂度也会高，反之亦然[11]。
直流锅炉发电机组模型所依赖的依据不同，则会有不同的分类。根据用途，可以分为仿真模型和控制模型两类，仿真模型一般用于进行仿真研究、操作人员的培训以及控制算法性能的评估等。仿真模型的特点是能够比较全面地反映机组各组参数之间的内在关系，但形式较为复杂。控制模型一般用于控制算法设计和系统优化。控制模型不仅能够反映机组主要的动态特性和非线性特性，而且形式简化。
根据建立直流锅炉机组模型中所采用的方法，可将所建模型分为两类，一类是采用机理建模方法建立的模型，一类是采用辨识建模方法建立的模型。机理建模主要依赖于质量守恒、能量守恒、动量守恒等基本定律。机理建模过程中一般需要作出假设来简化实际系统，从而满足模型的精度和计算的复杂度。但由于机理模型假设条件和计算中的误差等因素导致模型与实际系统之间必然产生偏差。在对直流锅炉机组建模的过程中，机理建模是普遍采用的建模方法。辨识建模方法是对内部结构和机制未知的实际系统建模的有效方法，辨识建模可通过对实际系统输入输出数据的处理来拟合实际系统的动态过程。目前其主要研究领域集中于线性系统，而神经网络的发展使得辨识建模方法在非线性系统的研究领域内取得了很大的进展[12]。
根据所建直流锅炉机组模型的形式，可分为集总参数模型、分布参数模型和“黑箱”模型。根据建模过程中对金属与工质的处理方法，可将传统的集总参数模型分为两种，一种是将金属与工质分开进行处理的传统集总参数模型，另一种是将金属
3
华北电力大学硕士学位论文
与工质合并进行处理的传统集总参数模型。集总参数模型的特点是建模简单、计算方便、物理意义清楚、动态响应趋势基本正确、适用于全工况仿真。但此类模型存在的问题是动态精度差、不能正确反映热工对象的分布参数特性，导致以此类模型为基础进行控制系统仿真研究时所得某些结果与机组实际运行结果相差较大。为了解决传统集总参数模型存在的问题，采用的一般方法是增加建模区段的分段数，以此逼近实际的分布参数对象。但这种解决方法引起的问题是建模过程中的工作量和计算量成倍增加，而且还导致所建模型更加复杂、病态现象更加严重，有时反而会降低所建模型精度。为此，提出了高精度的集总参数动态修正模型，该模型是基于惯性补偿的修正方法。该修正模型采用的具体修正方法，一是通过增加惯性补偿方程式，二是适当调整动态修正因子和惯性补偿时间常数，从而对原来建立的集总参数模型的结构及模型所反映出的惯性进行补偿或修正，使修正后的模型能够与分布参数模型更加接近。最早的分布参数模型是由一组偏微分方程和若干代数方程共同组成。分布参数模型的特点是积分步长小、计算量大，而这些特点也导致分布参数模型很难满足仿真计算过程中的实时性要求。因此，在实际工程中很少采用分布参数模型。“黑箱”模型是通过考察机组的输入输出关系，从而建立的能够反映输入输出之间规律性联系的模型，比如神经网络模型。“黑箱”模型的建立不涉及系统内部结构分析，只是从总体上来描述并预测系统行为，内部参数没有物理意义，有些还难以写成解析的形式，不能方便地应用于控制设计。
根据所建模型的内容，本文将现有的直流锅炉机组模型分为全仿真类型、原理框图模型、简化非线性动态模型、神经网络训练型。
（1）全仿真类型
此类模型根据机理分析将直流锅炉的每一部分都考虑到模型中，比较典型的案例是仿真机，如华北电力大学开发的STAR-90模块化仿真支撑系统。此类模型的特点是：机理大致正确，但是不能保证准确性；模型结构过于复杂，不能够应用于控制器设计；关键参数只能通过机理分析确定。
典型案例如下：文献[13]利用模块化建模方法，研制了模块化仿真软件（MSS）。文献[14]提出了适用于仿真工业控制系统的软件包，该软件包结构上体现了模块化的思想，功能及组态方法上又类似于分散控制系统的功能。文献[15-16]建立了适用于大扰动全工况仿真的非线性移动边界的超临界直流锅炉蒸汽发生器的动态数学模型，并进行了仿真试验。文献[17]在文献[15-16]的基础上建立了某600MW超临界直流锅炉机组的整体动态数学模型，并对其动态特性进行了分析。文献[18]利用华北电力大学STAR-90模块化仿真支撑系统对某发电供热直流锅炉机组进行了仿真建模。文献[19]采用模块化建模方法开发了大容量超临界直流锅炉动态仿真数学模型，并利用华北电力大学STAR-90仿真系统开发平台，建立了某600MW超临界
4
华北电力大学硕士学位论文
压力直流锅炉机组的集总参数模型，并将其应用于全工况范围内的实时仿真系统。文献[20] 建立了适用于超临界压力直流锅炉机组的全工况算法，该算法不仅适用于水冷壁、过热器，而且还适用于点火分离器等设备，随后采用模块化的建模技术，在华北电力大学STAR-90仿真系统开发平台上建立了某500MW超临界压力直流锅炉机组实时仿真模型，验证了算法的有效性。文献[21]的研究对象是前苏联制造的п-76型直流锅炉，文中作者首先采用机理分析法建立了超临界压力直流锅炉受热面的单管模型，然后采用模块化建模方法建立了п-76型直流锅炉的动态仿真模型，验证了所见模型的有效性。文献[22]采用理论分析方法建立了大容量直流锅炉的动态数学模型并在数字机上予以实现。文献[23]首先将直流锅炉机组分成了十四个部分，然后分别对每一部分进行机理分析并建立机组模型，该模型非常详细地对锅炉-汽轮机动态特性进行了描述。文献[24]根据质量、能量、动量守恒列写的微分和代数方程式，建立了亚临界压力直流锅炉蒸汽发生器的动态模型，并讨论了机组在满负荷、5%阶跃扰动下机组主要动态特性参数的瞬时响应。
（2）原理框图模型
此类模型是对纯机理模型简化后得到的。模型的特点是：简化后模型的模块数量相对于全仿真类型的模块数量大大减少，而且可在DCS上通过组态实现；简化后模型的结构比全仿真模型的结构简单，但因模块数较多，不能用于控制器设计；模型中参数较多且不易确定；此类模型只给出了原理框图未给出具体的函数表达式，不利于对被控对象特性的研究。
典型案例如下：文献[25]给出了一种经验性的超临界机组协调被控对象数学模型，并且该模型具有一定的工程使用价值。文献[26]将各种不同的控制方法相互融合，并针对超临界机组本身所具有的控制特点，研究并设计了一种综合型协调控制系统，该系统是基于IFO-KΔx的状态反馈、串级PID、智能控制(IC)以及热值补偿(BTU)设计的，而且文中采用状态空间法给出了该系统的数学描述，并给出了系统稳定的充分条件及其稳定证明。文献[27]在直接能量平衡协调控制系统的基础上提出了一种新型的自抗扰控制策略，该策略用以克服机炉对象的强非线性、大迟延、大惯性、强耦合等缺点，并在STAR-90仿真平台上验证了该策略的有效性。
（3）简化非线性动态模型
此类模型相对于全仿真模型和原理框图模型结构更加简化，模型由多个微分方程或偏微分方程组成。而且此类模型可用于仿真以及控制器设计。此类模型也是今后直流锅炉机组建模的一个主要发展方向。
简化非线性模型最早是应用于汽包锅炉模型中。在对汽包锅炉的简化非线性动态模型的研究中，Astrom建立的160MW燃油汽包锅炉简化非线性模型，无论是方法还是结论都堪称经典[28]。Astrom所建立的汽包锅炉简化非线性模型，是一种集总
5
华北电力大学硕士学位论文
参数模型，模型中的未知参数是根据实验数据辨识所得[29-32]。De Mello于1991年提出了燃煤机组通用简化模型[33-34]。文献[35]建立了汽包锅炉的非线性动态模型，并根据负荷/压力增量预测方程，构造了新的协调控制系统。文献[28]建立了300-600MW等级汽包锅炉50%-100%负荷范围内的简化非线性动态模型，分析了汽包锅炉的主要对象特性，得到了一套求取模型参数的方法并对验证了模型有效性。但是直流锅炉因没有汽包的存在，导致其与汽包锅炉的工质-能量平衡特性存在较大差异，因此汽包锅炉简化非线性模型无法应用于直流锅炉机组。
在直流锅炉简化非线性动态模型方面，文献[36]建立了适用于直流锅炉机组协调控制系统控制器设计的简化非线性数学模型。文献[37]通过对某1000MW超超临界机组的机理分析，采用集中参数方法，建立了包括省煤器、水冷壁、过热器以及汽轮机在内的综合模型，并对模型进行了简化和仿真验证。文献[38]建立的线性集总参数简化数学模型，不仅适用于额定工况下的小扰动仿真实验，而且模型还具有传递函数形式。文献[39]给出了一个三阶超临界直流锅炉机组的简化状态空间模型。文献[40]通过对超临界直流锅炉机组的机理分析，采用状态空间方法，建立了包括省煤器、水冷壁、过热器以及再热器在内的简化非线性数学模型，并对模型进行了简化和仿真验证。文献[41]以过热蒸汽比焓和密度的双线性拟合函数为基础，通过机理分析，采用集总参数方法，建立了一段过热器压力和温度的动态模型。文献[42]采用随体导数法建立了超临界直流锅炉机组单相及两相受热面的非线性分布参数动态数学模型。文献[43]提出了一种直接面对偏微分方程的近似解析模型。文献[44]通过建立某超临界直流锅炉机组的线性化分布参数动态模型，对其100%负荷附近的动态特性进行了仿真研究。文献[45]设计了1000MW超超临界直流锅炉单元机组控制器。
（4）神经网络训练型
此类模型是随着神经网络的发展而出现的一种新的建模方法，神经网络控制不依赖对象精确的数学模型，是处理控制系统中不确定性、非线性和强耦合的一种有效方法，而且神经网络控制具有较强的自学习功能和自适应能力。
典型案例如下：文献[46] 提出了一种改进的解耦方法-误差反向传播算法(BP)神经网络分散解耦方法，该解耦方法可适应直流锅炉机组参数多变、耦合作用强等特点。文献[47]将小波分析理论与神经网络控制相结合建立单元机组负荷系统的数学模型。
1.2.3 面临的问题
随着直流锅炉被广泛的采用，对直流锅炉的研究也在不断深入。国内外学者[10-43]对直流锅炉的数学模型及其特性分析已做了大量的研究，并取得了一定的成
6
华北电力大学硕士学位论文
果，但至今仍未得到一个像Astrom等人建立的汽包锅炉模型那样的通用模型，而且所建立的模型工程实用价值小，也无法准确的复现直流锅炉的主要动态特性和非线性特性。现在对直流锅炉数学模型的研究已经进入了一个瓶颈期，即如何建立一个通用且实用的直流锅炉模型。若无法突破这个瓶颈期，将会对直流锅炉今后的发展造成影响。简化非线性动态模型由于形式简单，准确度高，而且可以用于仿真研究和控制系统设计等优点，被认为是今后直流锅炉模型发展的一个主要方向。简化非线性动态模型已经在汽包锅炉中得到了广泛的应用，而且效果显著。但因直流锅炉与汽包锅炉的之间存在显著的差异，因此汽包锅炉的简化非线性动态模型不能直接应用于直流锅炉。直流锅炉简化非线性动态模型的研究现已成为国内直流锅炉研究中一个非常重要的研究课题。
国内一些学者虽然也建立了一些直流锅炉的简化非线性动态模型，但是所建模型或者过于简化或者过于复杂，都不能准确反映直流锅炉工作特性。造成这一现象的主要原因在于对直流锅炉的特性分析不够透彻。直流锅炉与汽包锅炉的主要差异体现在工质-能量平衡特性方面，因此，掌握直流锅炉的工质-能量平衡特性是建立直流锅炉的简化非线性动态模型前必须解决的一个主要问题，这也本文的主要研究问题。
1.3 本课题的主要研究内容
本文根据现今直流锅炉建模中所面临的问题，在阅读大量的国内外关于直流锅炉建模等相关文献的基础上，以ZX1000MW、JB1000MW、ND660MW三机组为研究对象，对直流锅炉的工质-能量平衡特性进行了研究。主要研究内容如下：
（1）直流锅炉的对象特性分析
通过对比分析直流锅炉与汽包锅炉的对象特性，阐述了直流锅炉与汽包锅炉的主要差异，以及产生这种差异的主要原因。
（2）直流锅炉的工质-能量平衡特性分析
以ZX1000MW、JB1000MW、ND660MW三机组的设计数据和实验数据为基础，进行了相关的数学计算，并对计算结果进行了相关分析。结果表明，直流锅炉存在中间点焓多平衡点现象。并对直流锅炉的中间点焓多平衡点现象进行了分析，阐明了这种现象产生的原因，以及对直流锅炉的影响。然后，在直流锅炉中间点焓多平衡点现象的基础上，对直流锅炉中间点焓多平衡点现象中直流锅炉的蓄热特性进行了分析。最后，利用仿真模型和实验数据，对直流锅炉中间点焓多平衡点现象中中间点焓的控制方案进行了分析。
7
华北电力大学硕士学位论文
第2章 直流锅炉的对象特性
2.1 直流锅炉的对象特性
2.1.1 直流锅炉的工作特点
中压缸高压缸(6)(7)(10)(11)(14)(8)(9)(12)(3)(1)(2)(15)来自高压缸(4)(5)(13)高压加热
(1)——省煤器；(2)——螺旋水冷壁；(3)——螺旋水冷壁出口混合集箱；(4)——上部水冷壁
(5)——折焰角；(6)——启动分离器；(7)——顶棚过热器；(8)——包墙过热器； (9)——低温过热器；(10)——屏式过热器；(11)——末级过热器；(12)——储水罐；
(13)——低温再热器；(14)——高温再热器；(15)——锅炉再循环泵(BCP)
图2-1典型超超临界直流锅炉受热面的布置及汽水流程图
8
华北电力大学硕士学位论文
典型超超临界直流锅炉受热面的布置及汽水流程图如图2-1所示。直流锅炉与汽包锅炉在外部结构上的最大不同在于直流锅炉没有汽包，整个锅炉是由单管或由许多管子并联，然后又用联箱连续不断地串联而成，在给水泵的压头作用下，给水顺序一次通过加热、蒸发、过热各个受热面。随着给水沿锅炉汽水通道流过，给水被加热、蒸发、过热，最后蒸汽过热到所给定的温度。由于工质的流动是靠给水泵的压头来推动的，所以在直流锅炉一切受热面中工质都是强制流动[48]。
直流锅炉的汽水流程简述如下：
自高加给水管路出来的水→省煤器进口集箱→省煤器→省煤器出口集箱→下降管→炉膛下部水冷壁→螺旋水冷壁出口集箱→混合集箱→垂直水冷壁进口集箱→炉膛上部水冷壁→上部水冷壁出口集箱→水冷壁出口汇集集箱和分离器进口汇集集箱→启动分离器→顶棚过热器→包墙过热器→低温过热器→屏式过热器→高温过热器→高压缸→低温再热器→高温再热器→中压缸→汽轮机。
从直流锅炉的汽水流程方面来看，直流锅炉可以简化为一根均匀受热的蒸发管物理模型。直流锅炉的简化物理模型如图2-2所示。
D1(1)(2)(3)D2
D1——入口给水流量；D2——出口蒸汽流量 (1)——加热段；(2)——蒸发段；(3)——过热段
图2-2直流锅炉简化物理模型
简化模型中直流锅炉的加热段、蒸发段、过热段之间的界限不是固定不变的，而是随着负荷的变动而变动。导致这种现象的原因是直流锅炉是强制流动，它是将给水一次性加热为过热蒸汽。而汽包锅炉则不同，原因在于汽包锅炉中的汽包、下降管、水冷壁构成了一个内部的水循环回路，使得汽包锅炉中的给水在加热、蒸发、过热的过程中有明显的分界面。这也是汽包锅炉与直流锅炉之间的主要差异。
导致上述差异的一个重要原因是直流锅炉没有汽包。除了这种差异，直流锅炉还存在以下特点。
（1）因为没有汽包的存在，直流锅炉可以快速启停。相对于汽包锅炉而言，直流锅炉从冷态启动到满负荷运行，其负荷变化速度可提高一倍左右。但由于没有汽包，直流锅炉的蓄热能力大为降低，大约为相同参数汽包锅炉的1/2~1/4。这也使得直流锅炉对负荷的变动比较敏感，又因直流锅炉工质的加热、蒸发、过热无明显界限。因此，必须严格保证直流锅炉给水和燃料比值，对直流锅炉本身的自动控制系统和调节系统的要求要比汽包锅炉高很多。
（2）直流锅炉对所提供的给水品质具有较高要求。这是因为直流锅炉没有汽
9
华北电力大学硕士学位论文
包，不能连续排污，因此给水中的盐分不是沉积在直流锅炉受热面内，就是被蒸汽带入汽轮机中。但现在的水处理技术已经能够保证直流锅炉所要求的给水品质。
（3）因为没有汽包，直流锅炉相对于汽包锅炉来说要节省很多钢材，而且制造工艺和制造费用及运输安装过程也较为方便。由于现在采用大都为超临界和超超临界直流锅炉机组，其蒸汽参数都较高，因此对所用金属材料的耐高温、抗蠕变能力和承受超临界和超超临界压力的强度要求较高。
（4）由于没有汽包，直流锅炉无法贮存蒸汽和给水，因此，直流锅炉必须建立一套特殊的的启动系统，提供一定的启动流量和启动压力，强制工质流经受热面，从而保证锅炉启停和低负荷运行期间受热面的安全运行和正常供汽[48]。
超（超）临界直流锅炉机组的启动流量一般为额定流量的25%~35%。直流锅炉的启动系统根据所选用的启动分离器的运行方式，可以将其分为内置式和外置式两种。但现在的超临界或超超临界直流锅炉的启动系统大都采用内置式启动分离器，原因在于内置式分离器是串联在汽水管道上，这不仅减少了分离器进出口的高压阀门数量，也避免了启动过程的“切分”操作，以及“切分”过程的汽温波动和“切分”控制不当引起的汽轮机进水问题[5]。内置式启动分离器又可分为扩容器式、循环泵式和热交换器式三种。三种内置式启动分离器各有优缺点，用户可以根据自身的要求进行选择。
2.1.2 直流锅炉水冷壁特性
由于直流锅炉的循环倍率和蓄热能力低于汽包锅炉，因此直流锅炉的水冷壁需要采用较小的管径和特殊的管圈型式，以保证管内的质量流速足够高，并确保管壁得到冷却，而不会超温。现在超临界和超超临界直流锅炉的水冷壁一般都分为炉膛上部水冷壁和炉膛下部水冷壁，而两部分的水冷壁型式大都采用上炉膛垂直管屏内螺纹管水冷壁和下炉膛螺旋管圈水冷壁组合的方式。之所以选择这种组合方式，一方面是为了满足变压运行的需要，另一方面是为了在水冷壁的顶部可以采用结构上比较成熟的悬吊结构。
螺旋管圈水冷壁采用的是内螺纹管，并且增加了管屏的宽度和螺旋管圈的倾斜角。采用这种水冷壁，首先，可以降低质量流速；其次，因降低的质量流速和内螺纹管增加的阻力相互抵消，因此水冷壁的压降损失基本不变；最后，可以避免直流锅炉在亚临界压力的膜态沸腾和超(超)临界压力下的类膜态沸腾的发生。若不采用内螺纹管，则必须通过提高水冷壁的质量流速来避免膜态沸腾和类膜态沸腾的发生。
垂直管屏内螺纹管水冷壁的优点在于结构简单，制造和悬吊过程容易，现场安装的焊接工作量小；运行过程中积灰结渣较少；水冷壁吸热变化时，管内流量变化
10
华北电力大学硕士学位论文
较小[5]；垂直管屏采用内螺纹管可以降低质量流速，防止膜态沸腾和类膜态沸腾的发生。
2.1.3 直流锅炉的汽水系统
对于直流锅炉的控制模型来讲，直流锅炉的制粉系统、风烟系统、汽轮机调门和汽轮机的动态环节与汽包锅炉是一致的。而直流锅炉与汽包锅炉主要特性差异主要体现在汽水系统中，汽水系统中最重要的差异是直流锅炉与汽包锅炉的工质-能量平衡的差异。导致这种差异的主要原因是直流锅炉没有汽包。
在汽包锅炉中，汽包不仅使汽包锅炉的加热、蒸发、过热过程有明显的分界线，而且还能够充当汽包锅炉工质-能量平衡失调时的缓冲器。在工质-能量输入失衡时，汽包中的汽水空间可以暂时的维持工质-能量两者之间的平衡。例如，当给水流量增加，燃料热量保持不变时，锅炉蒸发量保持不变，汽包水位上升，系统可暂时维持各个受热面的热平衡；当燃料热量增加，给水流量保持不变时，锅炉蒸发量增加，汽包水位下降，系统仍可暂时维持各个受热面的热平衡，保持过热汽温基本不变[28]。因为，汽包锅炉的蒸发量主要取决于燃料量，而且汽包锅炉的汽温控制系统、给水控制系统与锅炉负荷之间的耦合相对较弱，可以分别控制。因此，汽包锅炉主要通过调节燃料量调节负荷，进而实现燃料热量与蒸汽热量之间的能量平衡。这也表明，在建立汽包锅炉模型时，仅考虑能量平衡即可。汽包锅炉的简化模型如图2-3所示。
汽轮机调门开度发电功率燃料量机前压力 图2-3汽包锅炉简化模型
对直流锅炉而言，直流锅炉的工质-能量平衡特性与汽包锅炉存在较大的差异。因直流锅炉没有汽包，导致工质-能量失衡时将直接影响过热汽温。例如，当给水流量增加，燃料量和汽轮机调门开度保持不变时，汽水分界面后移，蒸汽流量增加，过热蒸汽吸热量减少导致主汽温度降低；当燃料热量增加，给水流量和汽轮机调门开度保持不变时，汽水分界面前移，过热蒸汽吸热量增加导致主汽温度升高；当汽轮机调门开度开大，燃料量和给水流量保持不变时，主汽压力降低，导致锅炉蓄热释放，机组负荷增加。但因燃料量和给水流量保持不变，锅炉释放出蓄热后，机组负荷逐渐恢复至原水平，机前压力随着锅炉蓄热的释放逐渐降低至低于原水平的稳定值[28]。这表明，直流锅炉的负荷变化，不仅取决于燃料量，还取决于给水流量和
11
华北电力大学硕士学位论文
汽轮机调门开度的变化。而且任何输入量的变化都可能引起其它输入量的变化，即给水控制系统、燃料控制系统和汽温控制系统之间有较强的耦合作用。因此，建立直流锅炉的模型时，不仅要考虑能量平衡，还要考虑工质平衡。直流锅炉的简化模型如图2-4所示。
汽轮机调门开度燃料量总给水流量过热器减温水量发电功率机前压力中间点温度过热汽温
图2-4直流锅炉简化模型
综上所述，因没有汽包的存在导致直流锅炉与汽包锅炉之间的工质-能量平衡特性存在较大的差异，且这种特性差异表现在直流锅炉与汽包锅炉的简化模型中。另外，这种特性差异也表明了直流锅炉与汽包锅炉的给水控制系统和过热器减温水控制系统存在差异。
2.1.4 直流锅炉的控制特性
超（超）临界直流锅炉是一个多输入、多输出，各特性参数之间耦合作用较强、大迟延、大惯性、非线性强的被控对象。这些特性对超（超）临界机组控制系统的设计提出了更高要求。超（超）临界机组控制系统的基本任务包括以下几方面：（1）能够尽可能快的提供电网负荷调度指令所需的蒸汽量；（2）保持主汽温度、压力和再热蒸汽温度、压力稳定；（3）为使锅炉具有最高燃烧效率，需保持锅炉处在最佳燃烧工况；（4）维持炉膛负压的稳定[49]。
在超（超）临界机组四项任务中，第三、四项任务的控制方案与汽包锅炉类似，并无特殊之处；但第一、二项任务的控制方案与汽包锅炉的控制方案存在较大差异，主要表现在给水控制和主蒸汽温度控制的不同[49]。
超临界和超超临界直流锅炉的给水控制是整个机组安全运行的关键所在。汽包锅炉给水控制系统的任务一方面是满足用户要求的蒸汽流量，另一方面是保证合理的汽包水位。而直流锅炉因没有汽包，加热、蒸发、过热过程无明显界限，并且各输入输出之间耦合较强，使得直流锅炉的给水控制系统既要满足用户要求的蒸汽流量，还要维持合理的水煤比。
直流锅炉与汽包锅炉的主蒸汽温度控制类似，但并不完全相同。汽包锅炉主要通过调节过热器减温控制主蒸汽温度。而直流锅炉不能单纯的依靠过热器减温水调
12
华北电力大学硕士学位论文
节主蒸汽温度，这样容易导致情况恶化，现在主要采用的方法是通过水煤比控制粗调，然后再通过过热器减温水细调。
无论是直流锅炉的给水控制，还是主汽温控制，都与水煤比控制相关。因此，直流锅炉机组控制的核心是水煤比控制。其控制效果的好坏关系到直流锅炉机组是否能够安全高效地运行。在汽包锅炉中是通过控制汽包水位控制水煤比，而直流锅炉中没有汽包，采用的是通过控制中间点焓值（或温度）来控制水煤比。
汽包锅炉采用的是直接能量平衡的协调控制策略。直流锅炉没有汽包，从机炉能量平衡的控制角度出发，其协调控制只能以间接能量平衡的方式来构造。因为直接能量平衡的构造中，锅炉侧的能量需要引入汽包压力的微分，这是直流锅炉所不具备的，所以直流锅炉负荷控制的协调只能选择间接能量平衡，其构成方式有三种：
（1）锅炉跟随汽轮机为基础的协调方式，负荷指令作为汽轮机主控的设定。 （2）汽轮机跟随锅炉为基础的协调方式，负荷指令直接送到锅炉主控。 （3）协调控制方式(双解耦控制)、负荷指令和主蒸汽压力偏差信号同时送往汽轮机和锅炉的主控制器，要求增加负荷时，锅炉和汽轮机同时增加负荷。
三种协调控制方式的特点是：锅炉跟随汽轮机为基础的协调方式，功率偏差很小、压力偏差较大；汽轮机跟随锅炉为基础的协调方式，压力偏差很小、功率偏差较大；协调控制方式，功率和压力偏差在变负荷过程中同时存在，只是相对前两种方式压力差和功率差小一些。
2.2本章小结
本章通过直流锅炉与汽包锅炉的对比分析，介绍了直流锅炉的主要对象特性。因为直流锅炉没有汽包，导致了直流锅炉与汽包锅炉的工质-能量平衡特性的差异，进而导致了上述的直流锅炉与汽包锅炉的对象特性差异。这也再次证明了，掌握直流锅炉的工质-能量平衡特性对直流锅炉研究的重要性。
13
华北电力大学硕士学位论文
第3章 直流锅炉的工质-能量平衡特性
3.1 研究对象介绍
以ZX、JB两台1000MW超超临界直流锅炉燃煤机组作为研究对象，对直流锅炉的工质-能量平衡特性进行了研究。
ZX1000MW机组锅炉概况
锅炉型号：DG3000/26.15-Ⅱ1型锅炉；
锅炉型式：锅炉为高效超超临界参数变压直流炉，采用单炉膛、一次中间再热、平衡通风、运转层以上露天布置、固态排渣、全钢构架、全悬吊结构Π型锅炉；
制粉系统：正压直吹式，配6台双进双出钢球磨。 ZX1000MW机组的主要设计数据如表3-1所示。
表3-1 ZX1000MW机组设计数据
名 称
过热器出口蒸汽流量/(t·h-1) 过热器一级喷水流量/(t·h-1) 过热器二级喷水流量/(t·h-1)
过热器出口压力/MPa 低温过热器压降/MPa 屏式过热器压降/MPa 高温过热器压降/MPa 包墙出口到过热器出口压降/MPa
顶棚和包墙压降/MPa 过热器总压降/MPa 启动分离器压降/MPa 启动分离器压力/MPa 水冷壁压降/MPa 省煤器压降(不含位差)/MPa 省煤器重位压降/MPa 省煤器进口至分离器进口压降/MPa
VWO 3033.0 91.0 121.3 26.25 0.42 0.56 0.26 1.24 0.82 2.06 0.40 28.71 1.52 0.02 0.20 1.74
14
100%
THA 2733.4 82.0 109.3 25.99 0.33 0.45 0.21 0.99 0.64 1.63 0.33 27.95 1.17 0.02 0.20 1.39
70% THA 1833.6 55.0 73.3 19.70 0.20 0.26 0.13 0.59 0.40 0.99 0.19 20.88 0.64 0.01 0.20 0.85
50% THA 1289.8 38.7 51.6 14.03 0.14 0.20 0.09 0.43 0.29 0.72 0.14 14.89 0.41 0.01 0.20 0.62
30% BMCR 909.9 27.3 36.4 10.01 0.10 0.14 0.06 0.30 0.20 0.50 0.10 10.61 0.24 0.01 0.20 0.45
华北电力大学硕士学位论文
省煤器进口压力/MPa
省煤器进口至过热器出口总压降/MPa
过热器(高过)出口蒸汽温度/℃ 省煤器进口给水温度/℃ 省煤器出口给水温度/℃ 过热器减温水温度/℃ 启动分离器温度/℃ 炉膛，顶棚，包墙吸热量/MW
30.45 4.20 605 302.4 342 342 425 955
29.34 3.35 605 294.8 333 333 423 904
21.73 2.03 605 269.4 306 306 390 684
15.51 1.48 605 248.8 283 283 366 556
11.06 1.05 605 229.6 276 276 358 428
JB1000MW机组锅炉概况
锅炉型号：SG-3040/27.56-M538；
锅炉型式：超超临界参数、直流炉、单炉膛、一次再热、平衡通风、露天布置、固态排渣、全钢构架、全悬吊结构、切圆燃烧方式，塔式锅炉；
JB1000MW机组的主要设计数据如表3-2所示。
表3-2 JB1000MW机组设计数据
名 称 过热蒸汽流量/(t·h-1) 过热器喷水量（一级）/(t·h-1) 过热器喷水量（二级）/(t·h-1)
省煤器进口压力/MPa 过热蒸汽出口压力/MPa
给水温度/℃ 省煤器进口给水温度/℃ 省煤器出口给水温度/℃ 过热器喷水温度/℃ 分离器温度/℃ 过热蒸汽出口温度/℃
BMCR THA 75%BMCR 50%BMCR 30%BMCR 3040 91.2 91.2 31.46 27.46 297 297 332 297 459 605
2699 81.0 81.0 30.37 27.18 289 289 326 289 448 605
2280 68.4 68.4 25.94 23.21 278 278 320 278 440 605
1520 45.6 45.6 17.60 15.74 255 255 305 255 376 605
912 13.7 13.7 11.30 10.24 227 227 282 227 383 605
3.2 直流锅炉中间点焓多平衡点现象
3.2.1 现象描述
由前一章可知，直流锅炉发电机组被控对象为一四入四出多变量模型，简化模型如图2-4所示。输入信号包括：燃料量、总给水流量、汽轮机调门开度、过热器
15
华北电力大学硕士学位论文
减温水量；输出信号包括：机前压力、中间点焓、发电功率、过热汽温。因过热汽温控制回路相对独立并且一般情况下能够投入自动[47]，因此可将机组模型简化为三入三出。但简化后模型必须考虑过热汽温控制系统闭环后对其它输入输出的影响。通过机理分析发现，过热汽温控制系统闭环后，直流锅炉的工质-能量平衡特性将出现微妙的变化，本章对此特性进行了分析。
给水1234567主蒸汽
a)过热汽温控制系统投入手动时
给水123458697主蒸汽
b)过热汽温控制系统投入自动时
1—省煤器；2—水冷壁；3—启动分离器；4—顶棚、包墙过热器；
5—低温过热器；6—屏式过热器；7—高温过热器； 8—一级过热器减温水调节阀；9—二级过热器减温水调节阀． 图3-1典型1000MW超超临界直流锅炉汽水流程示意图
典型1000MW超超临界直流锅炉汽水流程如图3-1所示：锅炉给水首先进入省煤器，在省煤器出口分为两个部分，一部分经水冷壁、启动分离器、顶棚包墙过热器、低温过热器、屏式过热器、高温过热器送出锅炉，另一部分作为两级过热器减温水分别进入屏式过热器和高温过热器。也有锅炉过热器减温水从省煤器入口引出，图3-1中用虚线标志。在机组水煤配比正常工况下，过热汽温控制系统投入自动后，能够通过调节两级过热器减温水流量维持屏过出口和高过出口蒸汽温度稳定。当过热汽温控制系统处于手动状态时，过热器减温水流量不会因汽温变化而变化。因而，图3-1 a)中将两级过热器减温水调节阀省略。
从整体考虑，在锅炉效率、燃料发热量、给水焓均保持不变的情况下，最终决定过热汽温的是总给水流量与燃料量之比（简称水煤比）。但是，在锅炉水煤比确定的情况下，过热汽温控制系统投入自动后，中间点焓可能并不是一个确定的值。当中间点焓偏高时，进入水冷壁的流量偏小的同时过热器减温水流量偏大，系统可以达到稳定；当中间点焓偏低时，进入水冷壁的流量偏大的同时过热器减温水流量偏小，系统也可以达到稳定。这种现象即为中间点焓的多平衡点现象。
目前机组过热汽温控制系统都可以投入自动，这将导致中间点焓的控制特性与
16
华北电力大学硕士学位论文
过热汽温控制系统非投入自动工况出现重大差异。
3.2.2 机理分析
为研究过热汽温控制系统对中间点焓控制特性的影响，分别分析直流锅炉燃料量、总给水流量、汽轮机调门开度出现“脉冲”变化时，过热汽温控制自动和手动两种情况下直流锅炉的工质流动及能量平衡特性。直流锅炉燃料量、总给水流量、汽轮机调门开度出现脉冲变化时主要参数的变化曲线如图2~4所示，图中虚线和实线分别代表过热汽温控制系统处于手动和自动工况。
中间点焓中间点温度水冷壁流量过热器减温水s-1)/(kg·s-1)流量/(kg·C/ºkg-1)/(kJ·燃料量s-1)/(kg·时间/s时间/s机前压力/MPa时间/s时间/s机组负荷/MW时间/s时间/s过热汽温C/º时间/s时间/s
图3-2燃料量出现脉冲变化时直流炉主要参数变化曲线
燃料量出现脉冲变化，而总给水流量、汽轮机调门开度不变时直流锅炉主要参数变化曲线如图3-2所示。
手动工况下，当燃料量先增加时，锅炉各个受热面吸热增加，导致蒸汽流量增加，机前压力、机组负荷和过热汽温上升；因蒸发段提前，中间点温度和中间点焓上升。当燃料量随后减少至原水平时，机前压力、机组负荷、过热汽温和中间点温度降低；因水冷壁出口温度高于原水平，导致机前压力、机组负荷、过热汽温和中间点温度稳定值高于原水平；由于总给水流量不变，且燃料量恢复至原水平，导致中间点焓降低至原水平。
自动工况下，当燃料量先增加时，锅炉各个受热面吸热增加，导致蒸汽流量增加，机前压力、机组负荷和过热汽温上升；为维持过热汽温稳定，在过热汽温控制系统的自动调节作用下，过热器减温水流量增加，水冷壁流量减少；由于蒸发段提前，中间点温度和中间点焓上升。当燃料量随后减少至原水平时，机前压力、机组负荷和过热汽温降低；因水冷壁出口温度高于原水平，导致过热汽温降低幅度低于燃料量增加时其上升幅度；为维持过热汽温稳定，且因过热汽温降低幅度低于燃料量增加时其上升幅度，过热器减温水流量减少且稳定值高于原水平，水冷壁流量增加且稳定值低于原水平；由于过热汽温和燃料量恢复至原水平，总给水流量和汽轮
17
华北电力大学硕士学位论文
机调门开度不变，导致机前压力和机组负荷降低至原水平；由于水冷壁流量增加且稳定值低于原水平，燃料量恢复至原水平，导致中间点温度和中间点焓降低后稳定在高于原水平处。
中间点焓中间点温度水冷壁流量过热器减温水s-1)/(kg·kg-1)/(kJ·s-1)流量/(kg·C/º机前压力总给水流量s-1)/(kg·/MPa时间/s时间/s时间/s时间/s机组负荷/MW时间/s过热汽温C/º时间/s时间/s时间/s
图3-3总给水流量出现脉冲变化时直流炉主要参数变化曲线
总给水流量出现脉冲变化，而燃料量、汽轮机调门开度不变时直流锅炉主要参数变化曲线如图3-3所示。
手动工况下，当总给水流量先增加时，蒸汽流量增加，机前压力、机组负荷上升，过热汽温降低；由于蒸发段延后，中间点温度和中间点焓降低。当总给水流量随后减少至原水平时，机前压力和机组负荷降低，过热汽温和中间点温度上升；由于水冷壁出口温度低于原水平，导致机前压力、机组负荷、过热汽温和中间点温度稳定值低于原水平；由于燃料量不变，且总给水流量恢复至原水平，导致中间点焓上升至原水平。
自动工况下，当总给水流量先增加时，蒸汽流量增加，机前压力、机组负荷上升，过热汽温降低；为维持过热汽温稳定，在过热汽温控制系统的自动调节作用下，过热器减温水流量减少，水冷壁流量增加；由于蒸发段延后，中间点温度和中间点焓值降低。当总给水流量随后减少至原水平时，机前压力和机组负荷降低，过热汽温上升；因水冷壁出口温度低于原水平，导致过热汽温上升幅度低于总给水流量增加时其降低幅度；为维持过热汽温稳定，且因过热汽温上升幅度低于总给水流量增加时其降低幅度，过热器减温水流量增加且稳定值低于原水平，水冷壁流量减少且稳定值高于原水平；由于过热汽温和总给水流量恢复至原水平，燃料量和汽轮机调门开度不变，导致机前压力和机组负荷降低至原水平；由于水冷壁流量减少且稳定值高于原水平，总给水流量恢复至原水平，导致中间点温度和中间点焓上升后稳定在低于原水平处。
18
华北电力大学硕士学位论文
中间点焓中间点温度水冷壁流量过热器减温水s-1)/(kg·C/ºs-1)流量/(kg·kg-1)/(kJ·汽轮机调门开度/%时间/s时间/s机前压力/MPa时间/s时间/s机组负荷/MW时间/s时间/s过热汽温C/º时间/s时间/s
图3-4汽轮机调门开度出现脉冲变化时直流炉主要参数变化曲线
汽轮机调门开度出现脉冲变化，而燃料量、总给水流量不变时直流锅炉主要参数变化曲线如图3-4所示。
手动工况下，当汽轮机调门开度先增加时，蒸汽流量和机组负荷增加，机前压力、过热汽温和中间点温度降低；由于分离器压力降低速率快于中间点温度降低速率，导致中间点焓上升。当汽轮机调门开度随后减少至原水平时，机组负荷降低，机前压力、过热汽温和中间点温度上升；由于水冷壁出口温度低于原水平，导致机前压力、机组负荷、过热汽温和中间点温度稳定值低于原水平；由于总给水流量和燃料量不变，导致中间点焓降低至原水平。
自动工况下，当汽轮机调门开度先增加时，蒸汽流量和机组负荷增加，机前压力、过热汽温和中间点温度降低；为维持过热汽温稳定，在过热汽温控制系统的自动调节作用下，过热器减温水流量减少，水冷壁流量增加；由于分离器压力降低速率快于中间点温度降低速率，导致中间点焓上升。当汽轮机调门开度随后减少至原水平时，机组负荷降低，机前压力、过热汽温和中间点温度上升；因水冷壁出口温度低于原水平，导致过热汽温上升幅度低于汽轮机调门开度增加时其降低幅度；为维持过热汽温稳定，且因过热汽温上升幅度低于汽轮机调门开度增加时其降低幅度，过热器减温水流量增加且稳定值低于原水平，水冷壁流量减少且稳定值高于原水平；由于过热汽温和汽轮机调门开度恢复至原水平，燃料量和总给水流量不变，导致机前压力和机组负荷恢复至原水平；由于分离器压力上升速率快于中间点温度上升速率，导致中间点焓降低；由于水冷壁流量减少且稳定值高于原水平，汽轮机调门开度恢复至原水平，导致中间点温度上升，且中间点温度稳定值和中间点焓稳定值都低于原水平。
3.2.3 数值计算及分析
本节对直流锅炉中间点焓多平衡现象的定量分析中，主要是利用式(3-1)进行计
19
华北电力大学硕士学位论文
算。
QD(ho-hi) (3-1)
3600式中：Q——吸热量(MW)；
D——给水流量(t·h-1)； hi——进口焓(kJ·kg-1)； ho——出口焓(kJ·kg-1)。
计算的过程中Q的需要根据过热器减温水的出处而定，若过热器减温水引自省煤器出口，则Q为水冷壁吸热量；若过热器减温水引自省煤器进口，则Q为省煤器和水冷壁吸热量之和。文中ZX1000MW机组的过热器减温水引自省煤器出口，JB1000MW机组的过热器减温水引自省煤器进口。另外在中间点焓多平衡点的定量分析中，hi、ho、Q是作为已知量存在的，因此在计算前需计算出这些量。进出口焓hi、ho可以根据进出口压力和温度，利用IAPWS-95公式计算得到；吸热量Q可以利用式(3-1)求得。
ZX1000MW机组中未给出水冷壁给水流量、水冷壁吸热量，以及水冷壁的进出口焓值，需要利用其它已知的数据进行计算。计算中水冷壁的出口温度和压力选用启动分离器的压力和温度代替。计算结果见表3-3。
表3-3 ZX1000MW机组水冷壁进出口焓及吸热量
工 况 水冷壁给水流量/(t·h-1) 水冷壁进口温度/℃ 水冷壁进口压力/MPa
VWO 2820.7 342 30.23
100%THA 70%THA 50%THA 30%BMCR 2542.1 333 29.12 1507.46 423 27.95 2679.63 828
1705.3 306 21.52 1365.36 390 20.88 2704.94 635
1199.5 283 15.3 1248.21 366 14.89 2812.8 521
846.2 276 10.85 1214.08 358 10.61 2935.44 405
水冷壁进口焓/(kJ·kg-1) 1558.71 水冷壁出口温度/℃ 水冷壁出口压力/MPa
425 28.71
水冷壁出口焓/(kJ·kg-1) 2667.09 水冷壁吸热量/MW
868
JB1000MW机组中虽给出了省煤器和水冷壁的各自吸热量，但需要将其转换为MW(MJ·s-1)。其它的计算与A机组的计算类似，但主要的困难在于JB1000MW机组设计数据中未给出启动分离器的压力。由于ZX1000MW机组与JB1000MW机组都为1000MW的超超临界机组，并且水冷壁压降和流量之间应该存在一定的关系。因此，可以假设JB1000MW机组的省煤器压降和重位压降与ZX1000MW机组相应
20
华北电力大学硕士学位论文
工况下的压降相等；并将JB1000MW机组中的水冷壁流量带入利用ZX1000MW机组中的数据拟合出的水冷壁压降和流量之间的关系式，求得JB1000MW机组的水冷壁压降，继而求得JB1000MW机组的启动分离器压力。虽然这种方法求得的启动分离器压力存在误差，但是这些误差并不影响下一步的计算。计算结果见表3-4。
表3-4 JB1000MW机组省煤器和水冷壁吸热量之和
工 况 水冷壁给水流量/(t·h-1) 省煤器进口温度/℃ 省煤器进口压力/MPa 省煤器进口焓/(kJ·kg-1) 水冷壁出口温度/℃ 拟合得到的分离器压力/MPa 水冷壁出口焓/(kJ·kg-1) 省煤器至水冷壁吸热量之和/MW
BMCR
THA
75%BMCR 50%BMCR 30%BMCR 2143.2 278 25.94 1221 440 24.83 2901.8 1001
1428.8 255 17.60 1110 376 16.9 2787.3 666
884.6 227 11.30 978 383 10.85 3021.5 502
2857.6 2537.0 297 31.46 1313 459 29.69
289 30.37 1274 448 28.99
2885.7 2836.1 1248
1101
在锅炉效率、燃料发热量、给水焓均保持不变的情况下，假设机组总给水流量、燃料量、汽轮机调门开度都不变，使机组的中间点焓（温度）增加或减少一定的变化量。且假设中间点温度变化前后，启动分离器压力不变。根据(3-1)式，若水冷壁（水冷壁和省煤器）吸热量不变，水冷壁（省煤器）进口焓不变，中间点焓（温度）增加或减少，则会导致水冷壁流量减少或增加。另一方面，因过热器减温水流量与水冷壁流量之和为总给水流量。所以，在总给水流量不变，过热汽温控制系统投入自动时，水冷壁流量的增加或减少会导致过热器减温水流量的减少或增加。计算结果见表3-5至表3-14，表中的正、负号分别代表变化量增加、减少。由表3-5至表3-14中的数据可知，在不同负荷下，中间点焓（温度）的变化量相等时，水冷壁流量变化量的绝对值大都随着机组负荷由高到低变化，除B机组中在中间点温度变化时THA工况下的水冷壁给水流量出现小幅波动以外，其它工况下都遵循上述规律。
表3-5至表3-9中变量说明：
Qslb—水冷壁吸热量；hsi—水冷壁入口焓；Tm1—变化后的中间点温度； Pm—分离器压力；hm1—变化后的中间点焓；Dslb—原水冷壁给水流量； Dslb1—变化后的水冷壁给水流量；ΔDslb—水冷壁给水流量变化量。
21
华北电力大学硕士学位论文
表3-5 ZX1000MW机组中间点温度增加/减少5℃时水冷壁给水流量的变化量 工况
Qslb/
hsi/
Tm1/ ℃ 430 420 428 418 395 385 371 361 363 353
Pm/
hm1/
Dslb/
Dslb1/ ΔDslb/ t·h-1
t·h-1
MW kJ·kg-1 868
1558.71
MPa kJ·kg-1 t·h-1 28.71
2712.18 2616.00 2723.53 2629.99 2746.07 2657.66 2841.48 2781.70 2955.10 2915.02
2820.7
VWO
2709.0 -111.7 2955.5 +134.8 2451.2
-90.9
100%THA 828 1507.46 27.95 2542.1
2655.4 +113.3 1655.7 1768.9 1177.2 1223.1 837.4 857.2
-49.6 +63.6 -22.3 +23.6 -8.8 +11.0
70%THA 635 1365.36 20.88 1705.3
50%THA 521 1248.21 14.89 1199.5
30%THA 405 1214.08 10.61 846.2
表3-6 ZX1000MW机组中间点温度增加/减少4℃时水冷壁给水流量的变化量 工况
Qslb/
hsi/
Tm1/ ℃ 429 421 427 419 394 386 370 362 362 354
Pm/
hm1/
Dslb/
Dslb1/ ΔDslb/ t·h-1 2729.4
t·h-1 -91.3
MW kJ·kg-1 868
1558.71
MPa kJ·kg-1 t·h-1 28.71
2703.56 2626.80 2715.13 2640.47 2738.23 2667.74 2835.91 2788.14 2951.22 2919.17
2820.7
VWO
2925.6 +104.9 2468.2 2630.9 1665.1 1705.3 1181.3 1218.0 839.3 855.1
-73.9 +88.8 -40.2 +49.9 -18.2 +18.5 -6.9 +8.9
100%THA 828 1507.46 27.95 2542.1
70%THA 635 1365.36 20.88 1705.3
50%THA 521 1248.21 14.89 1199.5
30%THA 405 1214.08 10.61 846.2
22
华北电力大学硕士学位论文
表3-7 ZX1000MW机组中间点温度增加/减少2℃时水冷壁给水流量的变化量 工况
Qslb/
hsi/
Tm1/ ℃ 427 423 425 421 392 388 368 364 360 356
Pm/
hm1/
Dslb/
Dslb1/ ΔDslb/ t·h-1 t·h-1 2772.6 -48.1 2870.0 +49.3 2504.2 -37.9 2585.0 +42.9 1685.0 -20.3 1729.8 +24.5 1189.9 1208.1 843.1 851.0
-9.6 +8.6 -3.1 +4.8
MW kJ·kg-1 868
1558.71
MPa kJ·kg-1 t·h-1 28.71
2685.75 2647.48 2697.78 2660.56 2722.01 2686.91 2824.53 2800.69 2943.39 2927.37
2820.7
VWO
100%THA 828 1507.46 27.95 2542.1
70%THA 635 1365.36 20.88 1705.3
50%THA 521 1248.21 14.89 1199.5
30%THA 405 1214.08 10.61 846.2
表3-8 ZX1000MW机组中间点焓增加/减少40kJ·kg-1时水冷壁给水流量的变化量
工况
Qslb/
hsi/
hm1/
Dslb/
Dslb1/ ΔDslb/ t·h-1 2721.1
t·h-1 -99.6
MW kJ·kg-1 kJ·kg-1 t·h-1 868
1558.71
2707.09 2627.09 2719.63 2639.63 2744.94 2664.94 2852.80 2772.80 2975.44 2895.44
2820.7
VWO
2924.8 +104.1 2459.1 2632.8 1657.0 1759.0 1168.9 1230.2 827.8 867.2
-83.0 +90.7 -48.3 +53.7 -30.6 +30.7 -18.4 +21.0
100%THA 828 1507.46 2542.1
70%THA 635 1365.36 1705.3
50%THA 521 1248.21 1199.5
30%THA 405 1214.08 846.2
23
华北电力大学硕士学位论文
表3-9 ZX1000MW机组中间点焓增加/减少20kJ·kg-1时水冷壁给水流量的变化量
工况
Qslb/
hsi/
hm1/
Dslb/
Dslb1/ ΔDslb/ t·h-1 t·h-1 2769.3 -51.4 2871.1 +50.4 2500.3 -41.8 2587.1 +45.0 1681.4 -23.9 1732.4 +27.1 1183.7 -15.8 1214.3 +14.8 837.3 857.0
-8.9 +10.8
MW kJ·kg-1 kJ·kg-1 t·h-1 868
1558.71
2687.09 2647.09 2699.63 2659.63 2724.94 2684.94 2832.80 2792.80 2955.44 2915.44
2820.7
VWO
100%THA 828 1507.46 2542.1
70%THA 635 1365.36 1705.3
50%THA 521 1248.21 1199.5
30%THA 405 1214.08 846.2
表3-10至表3-14中变量说明：
Qss—省煤器和水冷壁吸热量之和；hsmi—省煤器入口焓； Tm1—变化后的中间点温度；Pm—分离器压力； hm1—变化后的中间点焓；Dslb—原水冷壁给水流量；
Dslb1—变化后的水冷壁给水流量；ΔDslb—水冷壁给水流量变化量。
表3-10 JB1000MW机组中间点温度增加/减少5℃时水冷壁给水流量的变化量 工况
Qss/
hsmi/
Tm1/ ℃ 464 454 453 443 445 435 381 371 388 378
Pm/
hm1/
Dslb/
Dslb1/
ΔDslb/
MW kJ·kg-1 1248
1313
MPa kJ·kg-1 t·h-1 29.69
2914.5 2855.3 2867.5 2802.5 2928.9 2873.3 2818.9 2752.5 3038.8 3003.8
2857.6
t·h-1 t·h-1 2805.4 -52.2 2913.1 +55.5 2487.4 -49.6 2593.1 +56.1 2110.0 -33.2 2181.0 +37.8 1403.0 -25.8 1459.7 +30.9 876.9 892.1
-7.7 +7.5
BMCR
THA 1101 1274 28.99 2537
75% BMCR 1001 1221 24.83 2143.2
50% BMCR 666 1110 16.90 1428.8
30% BMCR 502 978 10.85 884.6
24
华北电力大学硕士学位论文
表3-11 JB1000MW机组中间点温度增加/减少4℃时水冷壁给水流量的变化量 工况
Qss/
hsmi/
Tm1/ ℃ 463 455 452 444 444 436 380 372 387 379
Pm/
hm1/
Dslb/
Dslb1/
ΔDslb/
MW kJ·kg-1 1248
1313
MPa kJ·kg-1 t·h-1 29.69
2908.9 2861.5 2861.3 2809.4 2923.6 2879.1 2812.8 2759.7 3035.3 3007.4
2857.6
t·h-1 t·h-1 2815.2 -42.4 2901.4 +43.8 2497.1 -39.9 2582.0 +45.0 2116.5 -26.7 2173.3 +30.1 1408.0 -20.8 1453.4 +24.6 878.4 890.5
-6.2 +5.9
BMCR
THA 1101 1274 28.99 2537
75% BMCR 1001 1221 24.83 2143.2
50% BMCR 666 1110 16.9 1428.8
30% BMCR 502 978 10.85 884.6
表3-12 JB1000MW机组中间点温度增加/减少2℃时水冷壁给水流量的变化量 工况
Qss/
hsmi/
Tm1/ ℃ 461 457 450 446 442 438 378 374 385 381
Pm/
hm1/
Dslb/
Dslb1/
ΔDslb/
MW kJ·kg-1 1248
1313
MPa kJ·kg-1 t·h-1 29.69
2897.4 2873.8 2848.8 2822.9 2912.8 2890.6 2800.3 2773.8 3028.5 3014.5
2857.6
t·h-1 t·h-1 2835.6 -22.0 2878.5 +20.9 2516.9 -20.1 2559.0 +22.0 2130.0 -13.2 2158.4 +15.2 1418.4 -10.4 1441.0 +12.2 881.3 887.4
-3.3 +2.8
BMCR
THA 1101 1274 28.99 2537
75% BMCR 1001 1221 24.83 2143.2
50% BMCR 666 1110 16.90 1428.8
30% BMCR 502 978 10.85 884.6
25
华北电力大学硕士学位论文
表3-13 JB1000MW机组中间点焓增加/减少40kJ·kg-1时水冷壁给水流量的变化量
工况
Qss/
hsmi/
hm1/
Dslb/
Dslb1/
ΔDslb/
MW kJ·kg-1 kJ·kg-1 t·h-1 1248
1313
2925.7 2845.7 2876.1 2796.1 2941.8 2861.8 2827.3 2747.3 3061.5 2981.5
2857.6
t·h-1 t·h-1 2785.9 -71.7 2931.3 +73.7 2474.0 -63.0 2604.0 +67.0 2094.1 -49.1 2196.2 +53.0 1396.1 -32.7 1464.4 +35.6 867.4 902.0
-17.2 +17.4
BMCR
THA 1101 1274 2537.0
75% BMCR 1001 1221 2143.2
50% BMCR 666 1110 1428.8
30% BMCR 502 978 884.6
表3-14 JB1000MW机组中间点焓增加/减少20kJ·kg-1时水冷壁给水流量的变化量
工况
Qss/
hsmi/
hm1/
Dslb/
Dslb1/
ΔDslb/
MW kJ·kg-1 kJ·kg-1 t·h-1 1248
1313
2905.7 2865.7 2856.1 2816.1 2921.8 2881.8 2807.3 2767.3 3041.5 3001.5
2857.6
t·h-1 t·h-1 2820.9 -36.7 2893.5 +35.9 2505.3 -31.7 2570.3 +33.3 2118.8 -24.4 2170.0 +26.8 1412.6 -16.2 1446.7 +17.9 875.8 893.1
-8.8 +8.5
BMCR
THA 1101 1274 2537
75% BMCR 1001 1221 2143.2
50% BMCR 666 1110 1428.8
30% BMCR 502 978 884.6
表3-15 ZX1000MW机组中间点焓变化范围 工况 VWO 100%THA 70%THA 50%THA
-1-1
hmin/ kJ·kg-1 hm/ kJ·kg hmax/ kJ·kg
2589 2598 2612 2702
26
2667 2680 2705 2813
2702 2717 2747 2865
华北电力大学硕士学位论文
30%THA 2816 2935 2992
表3-16 JB1000MW机组中间点焓变化范围 工况 BMCR THA 75% BMCR 50% BMCR 30% BMCR
-1-1
hmin/ kJ·kg-1 hm/ kJ·kg hmax/ kJ·kg
2791 2743 2802 2687 2960
2882 2836 2902 2787 3022
2953 2906 2979 2860 3176
表3-15、3-16中为ZX1000MW、JB1000MW两机组不同工况下中间点焓的极大值hmax和极小值hmin。中间点焓的极大值hmax和极小值hmin是根据质量和能量守恒，利用式(1)求得。计算中总给水流量不变，先使两级过热器减温水流量之和为零，求出极小值hmin；再使两级过热器减温水流量之和为最大流量，求出极大值hmax。由表3-15、3-16中的数据还可计算出两台超超临界机组的中间点焓的变化范围大致在设计值的-4%~+3%之间。
3.2.4 特性分析
目前，在直流锅炉的控制方案中，无论是水跟煤还是煤跟水的控制方案，中间点焓（温度）都作为反映水煤配比是否合适的标志[11-14]。中间点焓存在多平衡点现象表明，中间点焓反映水煤比是存在一定误差的，即水煤比一定时而中间点焓可能在一定范围内变化。另一方面，中间点焓的高低反映了总给水流量在水冷壁流量和过热器减温水流量之间的分配。若中间点焓设计值偏低，则意味着水冷壁流量偏高而过热器减温水流量偏低；若中间点焓设计值偏高，则意味着水冷壁流量偏低而过热器减温水流量偏高。因此中间点焓设计值过低时，过热汽温受到扰动降低，在过热汽温控制系统自动调节作用下，可能过热器减温水流量为零时过热汽温仍然偏低；同理，中间点焓设计值过高时，过热汽温受到扰动升高，在过热汽温控制系统自动调节作用下，可能过热器减温水流量为最大流量时过热汽温仍然偏高。因此，无论是三菱或阿尔斯通的给水控制系统设计方案，都有过热器减温水流量或过热器喷水减温器前后温差修正中间点焓设计值的逻辑。
在过热汽温控制系统手动时，过热器减温水流量一定的情况下，中间点焓同锅炉水煤比存在唯一的对应关系。
在过热汽温控制系统自动时，若中间点焓设计值过高，则首先手动修改设计值，然后机组根据控制方案自动调节中间点焓达到新的设计值。若机组控制方案为水跟
27
华北电力大学硕士学位论文
煤，即通过调节总给水流量调节中间点焓，则在设计值修改后，总给水流量增加，中间点焓和过热汽温降低；为维持过热汽温稳定，在过热汽温控制系统的自动调节作用下，过热器减温水流量减少；随着过热器减温水流量减少并最终稳定，总给水流量先增加后恢复至原水平，中间点焓降低并稳定于新设计值。若机组控制方案为煤跟水，即通过调节燃料量调节中间点焓，则在设计值修改后，燃料量减少，中间点焓和过热汽温降低；为维持过热汽温稳定，在过热汽温控制系统的自动调节作用下，过热器减温水流量减少；由于燃料量和过热器减温水流量减少，导致机组负荷降低；为维持机组负荷稳定，在机组协调控制系统和燃料量控制系统自动调节作用下燃料量逐渐恢复至原水平；随着过热器减温水流量的减少并最终稳定，以及燃料量恢复至原水平，中间点焓降低并稳定在新设计值。
3.3 直流锅炉中间点焓多平衡点现象中的蓄热特性
3.3.1 机理分析
由3.2节可知，直流锅炉中间点焓多平衡点现象是指，当过热汽温控制系统投入自动后，中间点焓在小范围内变化时，控制系统能够通过调节过热器减温水流量，维持锅炉水煤比整体恒定。并且可以利用直流锅炉中间点焓多平衡点现象调节中间点焓设计值，以使直流锅炉机组能够安全运行。为能够合理准确的利用直流锅炉中间点焓多平衡点现象，需要对该现象中的相关变量做进一步的定量分析。3.2.4中只对直流锅炉中间点焓多平衡点现象中的水冷壁流量的变化进行了具体计算，并未给出变化过程中具体的工质质量、吸热量以及金属蓄热的变化。
根据3.2节中对直流锅炉中间点焓多平衡点现象的描述可知，中间点焓变化前后，水煤比一定，即总给水流量、主蒸汽流量在中间点焓变化前后不变。主要变化集中在过热器减温水流量和水冷壁给水流量之间的变化，而过热器减温水流量的变化主要集中在一级过热器减温水流量中，二级过热器减温水流量基本不变。因此，中间点焓多平衡点现象中工质质量、吸热量以及金属蓄热量的变化主要集中在水冷壁入口至低温过热器出口段。下面以中间点焓增加时说明中间点焓变化过程，过程如图3-5所示。
a) 中间点焓变化前状态
b) 中间点焓上升后状态
图3-5中间点焓上升时水冷壁至低过段状态变化示意图
28
华北电力大学硕士学位论文
图3-5 a)和 b)中的阴影部分代表工质--给水，图3-5 b)中间部分的方框，代表中间点焓设计值上升后给水减少的部分。对中间点焓上升过程中工质质量、吸热量以及金属蓄热的变化量的计算有两种思路。一种是假设已知总给水流量/燃料量/汽轮机调门开度的脉冲变化量来计算各变化量；另一种是采用逆向思维的方法，即根据中间点焓的变化量计算各变化量。通过对比发现，第一种方法相对于第二种方法更加复杂，而且因所给资料数据的限制也无法采用第一种方法，因此，只能采用第二种逆向思维的计算方法。
通过分析发现，计算中若采用中间点处的变化代替水冷壁至低温过热器的变化，则求出的结果误差较大。解决的方法是采用分段计算的方法，即将水冷壁至低温过热器段划分为六段，每段选取一代表点作为该段的变化量，然后分别计算中间点焓上升后每段的工质质量、吸热量以及金属蓄热的变化量，最后将各段的变化量整理得到水冷壁至低温过热器段的整体变化量。
若只根据中间点焓变化前后的相关数值计算工质质量等的变化量，计算相对复杂，而且不易计算出结果。为此，将中间点焓变化过程划分为两个过程进行分析和计算。其变化过程如图3-6所示。
定容吸热初始状态中间状态绝热膨胀新的稳定状态图3-6中间点焓上升时变化过程示意图
由图3-6可知，直流锅炉经由定容吸热和绝热膨胀两个过程达到新的稳定状态。但在实际运行机组中可能并不是这样，而是相对于此更加复杂，但是最终达到的状态都是一样的。
图3-6中的定容吸热过程是指，水冷壁至低温过热器段在容积和工质质量不变的情况下吸热使中间点焓上升达到新的设定值。绝热膨胀过程是指，在中间状态的基础上，水冷壁至低温过热器段的压力恢复至初始状态的压力值，但各处的焓值不变，最终机组达到新的稳定状态。之所以新的稳定状态时压力恢复至初始状态，是根据中间点焓多平衡点现象的描述，中间点焓变化前后，水煤比一定，即前后压力不变。
下面以ZX1000MW机组设计数据为基础，计算并分析了中间点焓上升后具体的工质质量、吸热量以及金属蓄热的变化量。
3.3.2 数据分析
计算中将水冷壁至低温过热器段划分为六段，各段所占的容积以及金属质量采用文献[50]和[51]的划分方法。定容吸热过程的计算是首先根据工质质量不变和中间
29
华北电力大学硕士学位论文
点焓上升的条件，采用试凑的方法求得压力，再进行其他计算。计算中认为各段的焓值上升幅度相同。金属比热为0.46kJ·(kg·℃)-1，工质质量的计算采用式3-2，热量的计算采用式3-3，金属蓄热的计算采用式3-4。具体的计算结果见表3-17至3-21。
mV (3-2)
m——质量(kg)； ρ——密度(kg·m-3)； V——容积(m3)；
Qmh (3-3) 1000Q——热量(MJ)； m——质量(kg)； h——比焓(kJ·kg-1)；
Qjcjmjt (3-4)
Qj——金属蓄热(MJ)；
cj——金属比热(0.46kJ·(kg·℃)-1)； mj——金属质量(t)； Δt——工质温度变化(℃)。
表3-17 ZX1000MW机组VWO工况下中间点焓上升时工质质量、吸热量、金属蓄热变化
a) 初始状态(压力28.71MPa)
温度/℃
360
390
400
410
425
445
比焓/(kJ·kg-1) 1680.6 1992.1 2263.7 2484.1 2667.1 2824.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 热量/MJ
608.7 35.4 21548 36214
439.8 16.9 7433 14807
294.1 9.5 2794 6325
214.2 28.9 6190 15377
169.5 16.5 2797 7460
141.9 199.2 28266 79832
b) 中间状态(压力29.7 MPa)
温度/℃
363.3
393.0
404.0
415.2
431.4
452.3
比焓/(kJ·kg-1) 1700.6 2012.1 2283.7 2504.1 2687.1 2844.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ
602.0 35.4 21311 36241
434.1 16.9 7336 14761
30
292.7 9.5 2781 6351
214.7 28.9 6205 15538
170.8 16.5 2818 7572
143.4 199.2 28565 81247
华北电力大学硕士学位论文
金属质量/t 金属蓄热/MJ
295 448
270 373
152 280
463 1107
106 312
2422 8133
c) 新的稳定状态(压力28.71 MPa)
温度/℃
362.7
391.0
400.7
411.3
427.1
448.1
比焓/(kJ·kg-1) 1700.6 2012.1 2283.7 2504.1 2687.1 2844.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
599.3 35.4 21215 36078 295 -81
427.9 16.9 7232 14552 270 -248
285.4 9.5 2711 6191 152 -231
208.5 28.9 6026 15090 463 -831
165.5 16.5 2731 7338 106 -210
138.9 199.2 27669 78699 2422 -4679
d) 定容吸热和绝热膨胀过程各变量的变化
比焓 压力 工质质量 热量 金属蓄热 总结
定容吸热过程 增加20 kJ·kg-1
升高 不变 增加1695MJ 增加10653MJ
绝热膨胀过程
不变 降低 减少1432kg 减少3762MJ 减少6280MJ
减少的热量和金属蓄热占增加的热量和金属蓄热的比例为0.813
表3-18 ZX1000MW机组100%THA工况下中间点焓上升时工质质量、吸热量、金属蓄热变化
a) 初始状态(压力27.95MPa)
温度/℃
358
388
398
408
423
443
比焓/(kJ·kg-1) 1669.3 1982.0 2282.0 2502.1 2679.6 2833.1 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ
611.9 35.4 21661 36159
441.1 16.9 7455 14776
280.4 9.5 2664 6079
204.2 28.9 5901 14765
162.9 16.5 2688 7203
137.0 199.2 27290 77315
b) 中间状态(压力28.91 MPa)
温度/℃
361.3
390.9
402.0
413.3
429.4
450.3
比焓/(kJ·kg-1) 1689.3 2002.0 2302.0 2522.1 2699.6 2853.1 密度/(kg·m-3)
605.2
435.2
279.2
204.8
164.2
138.5
31
华北电力大学硕士学位论文
容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
35.4 21424 36192 295 448
16.9 7355 14725 270 360
9.5 2652 6105 152 280
28.9 5919 14928 463 1129
16.5 2709 7313 106 312
199.2 27589 78714 2422 8133
c) 新的稳定状态(压力27.95MPa)
温度/℃
360.7
389.0
398.7
409.3
425.2
446.1
比焓/(kJ·kg-1) 1689.3 2002.0 2302.0 2522.1 2699.6 2853.1 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
602.5 35.4 21329 36031 295 -81
428.9 16.9 7248 14510 270 -236
272.0 9.5 2584 5948 152 -231
198.8 28.9 5745 14489 463 -852
159.1 16.5 2625 7086 106 -205
134.1 199.2 26713 76215 2422 -4679
d) 定容吸热和绝热膨胀过程各变量的变化
比焓 压力 工质质量 热量 金属蓄热 总结
定容吸热过程 增加20 kJ·kg-1
升高 不变 增加1680MJ 增加10662MJ
绝热膨胀过程
不变 降低 减少1404kg 减少3698MJ 减少6284MJ
减少的热量和金属蓄热占增加的热量和金属蓄热的比例为0.809
表3-19 ZX1000MW机组70%THA工况下中间点焓上升时工质质量、吸热量、金属蓄热变化
a) 初始状态(压力20.88MPa)
温度/℃
325
355
365
375
390
410
比焓/(kJ·kg-1) 1473.6 1682.6 1789.7 2525.7 2704.9 2847.4 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ
682.2 35.4 24150 35587
584.2 16.9 9873 16612
521.3 9.5 4952 8863
150.8 28.9 4358 11007
119.4 16.5 1970 5329
101.4 199.2 20199 57515
32
华北电力大学硕士学位论文
b) 中间状态(压力21.70MPa)
温度/℃
328.6
357.9
367.5
380.7
397
417.9
比焓/(kJ·kg-1) 1493.6 1702.6 1809.7 2545.7 2724.9 2867.4 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
675.5 35.4 23913 35702 295 489
576.3 16.9 9739 16582 270 360
512.8 9.5 4872 8817 152 175
152.2 28.9 4399 11199 463 1214
121.1 16.5 1998 5444 106 341
103.2 199.2 20557 58945 2422 8802
c) 新的稳定状态(压力20.88MPa)
温度/℃
328.3
357.2
366.3
376.2
392.4
413.4
比焓/(kJ·kg-1) 1493.6 1702.6 1809.7 2545.7 2724.9 2867.4 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
673.8 35.4 23853 35627 295 -41
573.3 16.9 9689 16496 270 -87
508.1 9.5 4827 8735 152 -84
146.7 28.9 4240 10794 463 -958
116.6 16.5 1924 5243 106 -224
99.3 199.2 19781 56720 2422 -5014
d) 定容吸热和绝热膨胀过程各变量的变化
比焓 压力 工质质量 热量 金属蓄热 总结
定容吸热过程 增加20 kJ·kg-1
升高 不变 增加1776MJ 增加11381MJ
绝热膨胀过程
不变 降低 减少1164kg 减少3074MJ 减少6408MJ
减少的热量和金属蓄热占增加的热量和金属蓄热的比例为0.721
表3-20 ZX1000MW机组50%THA工况下中间点焓上升时工质质量、吸热量、金属蓄热变化
a) 初始状态(压力14.89MPa)
温度/℃
301
331
341
351
366
386
比焓/(kJ·kg-1) 1343.9 1526.0 1601.2 2708.8 2812.8 2917.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3
723.2 35.4
646 16.9
33
608.1 9.5
84.8 28.9
75.1 16.5
67.1 199.2
华北电力大学硕士学位论文
质量/kg 总焓/MJ
25601 34405
10917 16659
5777 9250
2451 6639
1239 3485
13366 38993
b) 中间状态(压力15.58MPa)
温度/℃
304.7
334.2
343.9
358.6
374.4
395.0
比焓/(kJ·kg-1) 1363.9 1546.0 1621.2 2728.8 2832.8 2937.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
716.7 35.4 25371 34604 295 502
638.1 16.9 10784 16672 126 185
599.5 9.5 5695 9233 455 607
86.7 28.9 2506 6836 304 1063
76.9 16.5 1269 3595 106 410
68.9 199.2 13725 40314 2422 10027
c) 新的稳定状态(压力14.89MPa)
温度/℃
304.6
333.8
341.6
353.5
369.4
390.4
比焓/(kJ·kg-1) 1363.9 1546.0 1621.2 2728.8 2832.8 2937.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
715.5 35.4 25329 34546 295 -14
636.3 16.9 10753 16624 126 -23
597.8 9.5 5679 9207 455 -481
82.8 28.9 2393 6530 304 -713
73.5 16.5 1213 3436 106 -244
65.8 199.2 13107 38499 2422 -5125
d) 定容吸热和绝热膨胀过程各变量的变化
比焓 压力 工质质量 热量 金属蓄热 总结
定容吸热过程 增加20 kJ·kg-1
升高 不变 增加1823MJ 增加12794MJ
绝热膨胀过程
不变 降低 减少876kg 减少2412MJ 减少6600MJ
减少的热量和金属蓄热占增加的热量和金属蓄热的比例为0.617
34
华北电力大学硕士学位论文
表3-21 ZX1000MW机组30%BMCR工况下中间点焓上升时工质质量、吸热量、金属蓄热变化
a) 初始状态(压力10.61MPa)
温度/℃
293
323
333
343
358
378
比焓/(kJ·kg-1) 1303.8 2766.0 2822.6 2871.3 2935.4 3010.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ
731.7 35.4 25902 33771
56.2 16.9 950 2628
52.7 9.5 501 1414
50 28.9 1445 4149
46.8 16.5 772 2266
43.5 199.2 8665 26084
b) 中间状态(压力11.00MPa)
温度/℃
296.7
329.9
340.4
350.8
366.2
386.6
比焓/(kJ·kg-1) 1323.8 2786.0 2842.6 2891.3 2955.4 3030.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
724.6 35.4 25651 33957 295 502
57.0 16.9 963 2683 126 400
53.5 9.5 508 1444 455 1549
50.8 28.9 1468 4244 304 1091
47.6 16.5 785 2320 106 400
44.3 199.2 8825 26742 2422 9581
c) 新的稳定状态(压力10.61MPa)
温度/℃
296.6
326.3
337.0
347.5
363.1
383.8
比焓/(kJ·kg-1) 1323.8 2786.0 2842.6 2891.3 2955.4 3030.3 密度/(kg·m-3) 容积/m3 质量/kg 总焓/MJ 金属质量/t 金属蓄热/MJ
724.0 35.4 25630 33929 295 -14
54.9 16.9 928 2585 126 -209
51.6 9.5 490 1393 455 -712
48.9 28.9 1413 4085 304 -461
45.9 16.5 757 2237 106 151
42.7 199.2 8506 25776 2422 -3120
d) 定容吸热和绝热膨胀过程各变量的变化
比焓 压力 工质质量 热量
定容吸热过程 增加20 kJ·kg-1
升高 不变 增加1078MJ
绝热膨胀过程
不变 降低 减少476kg 减少1385MJ
35
华北电力大学硕士学位论文
金属蓄热 总结
增加13523MJ 减少4667MJ
减少的热量和金属蓄热占增加的热量和金属蓄热的比例为0.414
表3-17至表3-21中增加的热量和金属蓄热是指工质和金属吸热引起的，减少的热量和金属蓄热是指减少的工质带走的能量。由计算结果可知，在中间点焓增加相同量时，减少的工质质量随着负荷的降低而减少，减少的热量和金属蓄热占增加热量和金属蓄热的比例随着负荷的增加而增加。造成热量和金属蓄热产生这种变化的主要原因是，随着负荷的增加工质的汽化潜热逐渐降低导致的。而且还可从计算结果中看出，在中间点焓的变化过程中，热量的变化主要集中在金属蓄热的变化中。由此可知，掌握直流锅炉金属蓄热的变化特性对于今后中间点焓多平衡点现象在实际中的应用有重要作用。
3.4 本章小结
本章通过机理分析与数据分析相结合的方法，分析了直流锅炉中间点焓多平衡点现象以及该现象中的蓄热特性。
在直流锅炉中间点焓多平衡点现象中，首先描述了这种现象。然后，利用直流锅炉机组的输入受到“脉冲”扰动时各主要参数的变化，分析了多平衡点现象的产生机理。其次，利用ZX1000MW、JB1000MW两台超超临界机组设计数据，在理想的假设条件下对多平衡点现象进行了数据分析，并得到了典型超超临界机组中间点焓的变化范围为大致在设计值的-4%~+3%之间。最后，分析了多平衡点现象在实际中的作用。
在对直流锅炉中间点焓多平衡点现象中的蓄热特性分析的过程中，采用了分段和过程简化的方法。将水冷壁入口至低温过热器出口分为六段，每段中选取一点的特性参数作为该段的特性参数。为分析的方便，将中间点焓多平衡点现象的变化过程简化为两个理想的过程，即定容吸热过程和绝热膨胀过程。通过对ZX1000MW机组数据的计算结果表明，多平衡点现象中蓄热的变化与机组负荷的变化存在一种单调变化的关系，且金属蓄热在中间点焓多平衡点现象中的能量变化中起到重要的作用。
36
华北电力大学硕士学位论文
第4章 中间点焓对象模型及控制方案选取
4.1 对象模型
4.1.1 对象模型
a) 模型外部结构
b) 模型内部结构 图4-1 直流锅炉对象模型
在前述分析基础之上，建立了直流锅炉对象模型，如图4-1所示。该模型主要
37
华北电力大学硕士学位论文
是针对中间点焓建立的。模型中给水系统和燃料量系统模型可参考田亮博士论文中模型建立过程。中间点焓模型中包含两个重要部分，一部分为积分环节，另一部分为压力补偿环节。
中间点焓模型中加入积分环节的原因在于，通过中间点焓多平衡点现象的分析可以推出，中间点焓不仅存在多平衡点特性，而且还存在无自平衡特性。这里的无自平衡特性是指中间点焓在受到给水流量或燃料量扰动时，若无其它量的干扰，中间点焓将无限制的变化（增加或减少）下去，即积分特性。但实际中的中间点焓是受现场条件限制的，如过热器减温水流量最大值和最小值的限制。因此，实际中中间点焓是不可能无限制的变化下去，而是经过一段时间的变化稳定在某一值。因此，在建立中间点焓模型过程中需将这种无自平衡特性考虑进模型中，即建模时需加入一积分环节。
中间点焓模型中压力补偿环节中的压力不是指机前压力，而是指中间点压力。由于中间点压力和机前压力是一种线性关系，中间点焓和中间点压力也可近似看作一种线性关系，因此，压力补偿系数可以用机前压力与一比例系数的乘积表示。
4.1.2 仿真模型
图4-2中间点焓仿真模型
上述中间点焓对象模型中加入压力补偿的原因是，中间点焓不仅受中间点温度影响，而且还受中间点压力影响。为能够分析压力对中间点焓的影响，建立了如图4-2所示的中间点焓仿真模型。该仿真模型不仅能够分析中间点压力对中间点焓的影响，而且可以比较两种控制方案（水跟煤和煤跟水）对中间点焓的影响。另外，还可根据模型中中间点焓的仿真曲线，了解实际中间点焓的变化过程。由于中间点焓与分离器压力和中间点温度的关系是单调的，因此，模型中可根据分离器压力和中间点温度的变化，判断调节中间点焓所采用的控制方案。若分离器压力变化量和中间点温度变化量的变化方向相同，即同时上升或下降，表明此时采用煤跟水的控制方案调节中间点焓；若分离器压力变化量和中间点温度变化量的变化方向相反，即一个上升一个下降，表明此时采用水跟煤的控制方案调节中间点焓。模型中的惯
38
华北电力大学硕士学位论文
性环节是根据经验公式和某超超临界机组的设计数据推算得到的。模型中的中间点焓仿真曲线包括两个，一个是直接测得的理想中间点焓仿真曲线，该仿真曲线不存在惯性环节；一个是间接测得的中间点焓仿真曲线，该仿真曲线存在惯性环节，且该惯性是由于分离器压力和中间点温度的测量过程导致。
4.1.3 仿真结果分析
通过仿真模型得到的中间点焓仿真曲线如图4-3~4-6所示。图中一条曲线代表直接测得的理想中间点焓仿真曲线，另一条代表间接测得的中间点焓仿真曲线；横坐标代表时间，纵坐标代表中间点焓变化量。图4-3、4-4为燃料量增加和减少时，即采用煤跟水控制方案时中间点焓的仿真曲线。图4-5、4-6为给水流量增加或减少时，即采用水跟煤控制方案时中间点焓的仿真曲线。仿真中选取的变化量可能与实际运行机组中的变化量有一定的偏差，而且可能偏差较大，但仿真中分离器压力变化量和中间点温度变化量的比例可能代表了实际中的变化比例。因此，中间点焓仿真曲线虽不能与实际运行机组中间点焓变化曲线完全吻合，但能与实际曲线变化趋势保持大致一致。
图4-3燃料量增加时中间点焓仿真曲线
a) 压力上升1MPa，温度升高3℃ b) 压力上升1MPa，温度升高6℃
图4-4燃料量减少时中间点焓仿真曲线
a) 压力下降1MPa，温度降低3℃ b) 压力下降1MPa，温度降低6℃
39
华北电力大学硕士学位论文
图4-5给水流量增加时中间点焓仿真曲线
a) 压力上升1MPa，温度降低3℃ b) 压力上升1MPa，温度降低6℃
图4-6给水流量减少时中间点焓仿真曲线
a) 压力下降1MPa，温度升高3℃ b) 压力下降1MPa，温度升高6℃
通过多次不同的仿真试验，发现采用调节燃料量调节中间点焓时，不同分离器压力变化量和中间点温度变化量比例段内的仿真曲线不同。图4-3、4-4所示中间点焓的仿真曲线为不同比例段内的典型仿真曲线。因此，无论是燃料量增加时，还是减少时，图4-3、4-4中中间点焓的仿真曲线都随着分离器压力和中间点温度变化量的比例的改变而改变，且不同比例之间的仿真曲线差别明显。因此，在采用调节燃料量调节中间点焓时，需要准确的掌握分离器压力变化量和中间点温度变化量比例，比例的不同可能导致中间点焓的最终结果偏差较大。而且调节的过程中，中间点焓可能会产生一定的超调，可能导致直流机组系统的不稳定。另外，采用燃料量调节中间点焓的惯性迟延较大，且中间点焓的测量也存在惯性迟延，导致中间点焓的调节时间较长。
图4-5、4-6所示为采用调节给水流量调节中间点焓时的仿真曲线。图4-5、4-6中的仿真曲线也是经过多次不同的仿真试验得到的不同比例段内的典型仿真曲线。由图可知，不同比例段内的仿真曲线变化趋势相同，差别主要在于稳定值不同。因此，采用调节给水流量调节中间点焓时，不受分离器压力和中间点温度变化量比例的影响，且调节过程快速、稳定。
4.2 模型验证
为验证图4-1中中间点焓对象模型的准确性，在ND660MW机组中进行了实验，
40
华北电力大学硕士学位论文
得到了如图4-7~4-16的中间点焓曲线图。这些曲线分别由ND660MW机组不同时间段内的数据得到，其中图4-7~4-16中下面的曲线代表中间点焓的实际值，上面的曲线代表中间点焓的模型值；横坐标代表时间，纵坐标代表中间点焓值。
图4-7 a时间段中间点焓变化曲线图
图4-8 b时间段中间点焓变化曲线图
41
华北电力大学硕士学位论文
图4-9 c时间段中间点焓变化曲线图
图4-10 d时间段中间点焓变化曲线图
42
华北电力大学硕士学位论文
图4-11 e时间段中间点焓变化曲线图
图4-12 f时间段中间点焓变化曲线图
43
华北电力大学硕士学位论文
图4-13 g时间段中间点焓变化曲线图
图4-14 h时间段中间点焓变化曲线图
44
华北电力大学硕士学位论文
图4-15 i时间段中间点焓变化曲线图
图4-16 j时间段中间点焓变化曲线图
从图4-7~4-16中间点焓的变化曲线可知，中间点焓的估计值能够很好的跟踪实际值，这证明了所建模型的可靠性、稳定性。另一方面，这种良好的跟踪性能，也
45
华北电力大学硕士学位论文
再次说明了中间点焓水跟煤控制方案具有良好的跟随性、稳定性、准确性。
4.3 控制方案简介
通过上述对象模型和仿真模型的验证结果和仿真结果分析可知，在中间点焓控制过程中，水跟煤控制方案要优于煤跟水控制方案。为能够更加深入的了解这两种控制方案，特对这两种控制方案做了如下的简要介绍。
无论是汽包锅炉还是直流锅炉均需严格控制给水与燃料比值，使给水流量和燃料流量达到动态平衡。汽包锅炉给水与燃料比值的参数是否合理，最终是从汽包水位表现出来。而直流锅炉没有汽包环节，其给水与燃料比值的参数是否合理，是直接从中间点焓值变量表现出来[52]。因此，对水煤比的控制即为对中间点焓的控制。
现有的直流锅炉中间点焓控制方案主要包括煤跟水和水跟煤两种。所谓煤跟水的控制方案是指中间点焓调节器的输出用于修正燃料量的设定；所谓水跟煤的控制方案是指中间点焓调节器的输出用于修正给水流量的设定。我国目前已经投产的直流机组主要分为以三菱/日立公司为代表的日本流派和以ALSTOM公司为代表的欧美流派。三菱/日立公司采用的是煤跟水控制方案，此方案中给水流量指令直接响应锅炉负荷指令，燃料量指令的设定值由两部分组成：一部分根据锅炉负荷和设计的煤水比形成，这是燃料量指令的主要部分；另一部分由中间点焓值的稳态校正信号形成，这是燃料量指令的次要部分[53]。ALSTOM公司采用的是水跟煤控制方案，此方案中燃料量指令直接响应锅炉负荷指令，给水流量的设定值由两部分组成：一部分根据锅炉负荷和设计的煤水比形成，这是给水流量指令的主要部分；另外一部分由中间点焓值的稳态校正信号形成，这是给水流量指令的次要部分[53]。上述两种水煤比控制方案中，虽然中间点焓值的稳态校正信号都属于次要部分，但是中间点焓控制的效果却关系到整个机组是否能够安全运行。
分离器压力P0焓值的设定值计算实际焓值计算一阶惯性环节-+ehPI调节器HL&LL水煤比控+制WTR++Fd+++-0+F 稳态燃料定值计算燃料主控制器磨煤机控制给煤量各级汽温焓差燃料量BIR指令锅炉负荷指令BID外环路：中间点焓值调节T0中间点温度内环路：燃料执行控制
图4-17煤跟水控制方案控制框图
煤跟水控制方案控制框图如图4-17所示。该系统为煤跟水控制方案的主要部分。中间点焓值及燃料控制系统构成了一个串级控制系统，内环路为燃料量调节回路，由燃料主控制器、磨煤机控制及反馈回路组成。内环路的主要作用是调节燃料量，但实质是调节水煤比。外环路为中间点焓值调节回路，由稳态燃料量设定值的
46
华北电力大学硕士学位论文
计算、中间点焓值的计算及PI调节器回路组成。外环路的主要作用是调节中间点焓，但实质上反映了水煤比的变化。中间点焓值控制回路由焓值设定值计算回路、一阶惯性环节、实际焓值计算回路、PI调节回路及高、底限回路组成。该控制系统所示燃料量调节回路的设定值由三部分组成：一部分为稳态给水指令信号F0，该指令信号为主体的稳态、不变成分，由锅炉输入主控指令BID经函数计算得到；一部分为燃料量BIR指令，BIR是锅炉输入加速度指令，其功能主要是为了满足机组在负荷快速变化时各系统的平衡，它在稳态负荷下不发生作用；一部分为动态校正指令信号Fd，Fd即为水煤比控制WTR，该指令信号既可为正值，也可为负值。由焓值偏差eh经焓值PI调节器校正运算的结果和各级焓值偏差组成。系统中中间点焓值设定值计算后的一阶惯性环节，是考虑了与锅炉时间常数有关的滞后功能而加入。
M-BFPFM分离器压力P0焓值的设定值计算实际焓值计算PI调节器M-BFP控制HL+&HSFdLL0+F 稳态给水定值计算Fmin最小流量限制内环路：给水执行控制+-给水主控制器T-BFP控制T-BFP控制2×T-BFPFT1FT2FT1FT2-+ehT0中间点温度锅炉负荷指令BID外环路：中间点焓值调节
图4-18水跟煤控制方案控制框图
水跟煤控制方案控制框图如图4-18所示。该系统为水跟煤控制方案的主要部分。中间点焓值及给水控制系统构成了一个串级控制系统，内环路为给水流量调节回路，由给水主控制器、电动泵给水控制、汽动泵给水控制及相应的给水流量测量及反馈回路组成。内环路的主要作用是调节给水流量，但实质是调节水煤比。外环路为中间点焓值调节回路，由稳态给水流量设定值的计算、中间点焓值的计算及PI调节器回路组成。外环路的主要作用是调节中间点焓，但实质上反映了水煤比的变化。中间点焓值控制回路由焓值设定值计算回路、实际焓值计算回路、PI调节回路及高、底限回路组成。该控制系统所示给水流量调节回路的设定值由两部分组成：一部分为稳态给水指令信号F0，该指令信号为主体的稳态、不变成分，由锅炉输入主控指令BID经函数计算得到；另一部分为动态校正指令信号Fd，且该指令信号既可为正值，也可为负值。由焓值偏差eh经焓值PI调节器校正运算得到。该系统中为了保护锅炉的水冷壁系统，设置了最小给水流量限制，限制值一般由锅炉厂的设备参数给定。而且只要锅炉处于燃烧状态，给水流量必须大于最小给水流量。
47
华北电力大学硕士学位论文
4.4 本章小结
本章通过建立对象模型和仿真模型，根据仿真曲线结果对比分析了两种控制方案的控制效果，发现水跟煤控制方案的控制效果要优于煤跟水控制方案的控制效果。最后，将水跟煤控制方案的模型应用于实际机组中，通过对几个时间段内的现场中间点焓实际值和估计值的数据分析，验证了仿真分析的结果，即水跟煤的中间点焓控制方案更加稳定、快速。
48
华北电力大学硕士学位论文
第5章 结论与展望
随着直流锅炉机组被广泛应用，对直流锅炉机组模型的研究也在不断深入。现今所建模型存在的主要问题是模型复现性较差、结构过于复杂、实用性低等，造成这些问题存在的主要原因在于对直流锅炉机组本身特性地分析不够透彻。而直流锅炉机组本身最主要的特性是工质-能量平衡特性。因此，本文以ZX1000MW、JB1000MW、ND660MW三台机组的设计数据和现场数据为基础，对直流锅炉机组的工质-能量平衡特性进行了研究。主要工作和结论如下：
（1）在直流锅炉机组过热器减温水投入自动和手动两种情况下，机组受到“脉冲”扰动时，通过对各主要参数的变化研究发现，这两种情况下直流锅炉机组的工质-能量平衡特性差异较大。且在水煤比一定的情况下，过热器减温水投入自动后，中间点焓可能并不是一个确定的值，并将这种现象描述为中间点焓多平衡点现象。利用ZX1000MW、JB1000MW两台超超临界机组的设计数据对多平衡点现象进行数据分析发现，在多平衡点现象中，不同负荷下，中间点焓（或温度）的变化量相等时，水冷壁流量变化量的绝对值随着机组负荷由高到低变化。典型超超临界机组中间点焓的变化范围大致在设计值的-4%~+3%之间。此外，在给水控制系统中，控制中间点焓不仅是为了保证水煤比大致稳定，还是为了保证锅炉给水在水冷壁和过热器减温水之间的合理分配。
（2）为直流锅炉中间点焓多平衡点现象中蓄热特性分析的方便，将多平衡点现象的变化过程简化为两个理想的过程，即定容吸热过程和绝热膨胀过程。通过分析发现，直流锅炉中间点焓多平衡点现象中工质质量、吸热量以及金属蓄热的变化主要集中在水冷壁至低温过热器段。然后以ZX1000MW机组的设计数据为基础进行了计算。计算结果表明，中间点焓上升相同的量时，工质质量的变化，以及减少的热量和金属蓄热占增加热量和金属蓄热的比例都随着负荷的增加而增加。且金属蓄热在中间点焓多平衡点现象中的能量变化中起到重要的作用。
（3）通过搭建仿真模型，对比分析了直流锅炉中间点焓两种控制方案的特性，发现在中间点焓的调节过程中，水跟煤控制方案比煤跟水控制方案更加稳定、快速。后将中间点焓水跟煤控制方案运用于ND660MW机组中，通过对现场采集数据的分析，验证了水跟煤控制方案的可靠性。因此，在中间点焓的调节过程中水跟煤的控制方案更加适用。
综上所述，过热器减温水是否投入自动，直流锅炉工质-能量平衡特性会表现出较大的差异。因此，在建立直流锅炉机组模型时，不能忽略过热器减温水对机组的
49
华北电力大学硕士学位论文
影响。在建立直流锅炉机组模型的过程中，若忽略过热器减温水对直流锅炉机组的影响，则会导致模型准确度、实用性降低；若将过热器减温水作为模型的输入，势必会增加模型的复杂度。因而，如何处理过热器减温水成为今后直流锅炉建模研究的重点之一。但由于时间等方面的限制，文中主要分析了直流锅炉的工质-能量平衡特性，并未分析建模中对过热器减温水的处理方法和建立全工况下的直流锅炉模型，这也是此项研究工作今后需要继续进行的一个重要方面。
50
华北电力大学硕士学位论文
参考文献
[1]苗迺金，危师让. 超临界火电技术及其发展[J]. 热力发电. 2002，(5): 1-5
[2]杨景祺，戈黎红，凌荣生. 超临界参数机组控制系统的特点及其控制策略[J]. 中国电机工程学报. 2005，25(2): 221-225
[3]朱全利. 超超临界机组锅炉设备及系统[M]. 北京: 化学出版社. 2008: 1
[4]闫顺林，樊泉桂，李永华. 高效超临界机组——21世纪我国火电发展的重要方向[J]. 电力情报. 2005，(2): 6-8
[5]樊泉桂. 超超临界及亚临界参数锅炉[M]. 北京: 中国电力出版社. 2007: 1
[6]朱欢来. 超临界直流锅炉内螺纹管水冷壁的数学建模和仿真[D]. 华北电力大学硕士学位论文. 保定: 2009
[7]樊泉桂. 超临界锅炉水冷壁工质温度的控制[J]. 动力工程. 2006，26(1): 38-41 [8]梁庆娇. 超超临界机组核心模型的建立与仿真分析[D]. 华北电力大学硕士学位论文. 保定: 2012 [9]庄文贤，李瑜，曹佳鸣，等. 直流锅炉与螺旋管圈水冷壁[J]. 锅炉技术. 2001，(9): 1-4
[10]赵志丹，党黎军，刘超，等. 超(超)临界机组启动运行与控制[M]. 北京: 中国
电力出版社. 2011: 1
[11]闫姝. 超超临界机组非线性控制模型研究[D]. 华北电力大学博士学位论文. 北
京: 2013
[12]于翔. 300MW直流锅炉管内工质动态特性的建模与仿真研究[D]. 东南大学硕
士学位论文. 南京: 2006
[13]朱金荣，章臣樾. 直流锅炉的模块化建模[J]. 动力工程. 1992，12(5): 15-20 [14]吕剑虹，徐治皋，陈来九. 适用于仿真工业控制系统的软件包[J]. 中国电机工
程学报. 1994，14(2): 48-53 [15]范永胜，徐治皋，陈来九. 超临界直流锅炉蒸汽发生器的建模与仿真研究(一)[J].
中国电机工程学报. 1998，18(4): 246-253 [16]范永胜，徐治皋，陈来九. 超临界直流锅炉蒸汽发生器的建模与仿真研究(二)[J].
中国电机工程学报. 1998，18(5): 350-356
[17]范永胜，程芳珍，眭喆，等. 600MW超临界直流锅炉的动态特性研究[J]. 清华
大学学报（自然科学版）. 2000，40(10): 104-107
[18]吕丽霞，林永君，马进. 直流锅炉控制系统分析及仿真建模[J]. 计算机仿真.
2003，20(4): 51-53
[19]贡献，孙志英. 大容量超临界直流锅炉数学模型的研究[J]. 电力科学与工程.
2008，24(8): 52-55
[20]徐二树，李恕康，孙志英，等. 大容量超临界直流锅炉锅内过程全工况实时仿
真数学模型及动态特性[J]. 动力工程. 2003，23(4): 2500-2505
[21]于荣生，徐二树，马进，等. 超临界压力直流锅炉的数学模型及其仿真[J].中国
电力. 1996，29(7): 22-25 [22]洪秉钧，胡克定. 大容量直流锅炉机理建模和数字仿真[J]. 动力工程. 1986，6(1):
43-50
51
华北电力大学硕士学位论文
[23]J. Adams，D. R. Clark，J. R. Louis，et al．Mathematical Modeling of Once-through
Boiler Dynamics[J]. IEEE Transactions on Power Systems. 1965，84(2): 146-156 [24]A. Ray，H. F. Bowman．A Nonlinear Dynaimic Model of a Once-through Subcritical
Steam Generator[J]. Journal of Dynamical Systems，Measurement，and Control. 1976，98: 1-8
[25]韩忠旭，潘钢，邱忠昌，等. 直流锅炉机组给水控制系统的设计与应用[J]. 中
国电机工程学报. 2010，30(2): 7-16
[26]韩忠旭，周传心，张伟，等. 超临界锅炉机组协调控制系统设计新方法及其工
程应用[J]. 中国电机工程学报. 2009，29(8): 75-81
[27]黄焕袍，武利强，韩京清，等. 火电单元机组协调系统的自抗扰控制方案研究
[J]. 中国电机工程学报. 2004，24(10): 168-173
[28]田亮. 单元机组非线性动态模型的研究[D]. 华北电力大学博士学位论文. 保定:
2005
[29]K. J. Astrom，K. Eklund. A Simplified Non-linear Model of a Drum Boiler-turbine
Unit[J]. International Journal of Control. 1972,16(1): 145-169
[30]R. D. Bell，K. J. Astrom. A Low Order Nonlinear Dynamic Model for Drum
Boiler-turbine-alternator units[R]. Sweden: Lund Institute of Technology，1979 [31]R. D. Bell，K. J. Astrom. Dynamic Models for Boiler-turbine-alternator Units：Data
Logs and Parameter Estimation for a 160MW Unit [R]. Sweden: Lund Institute of Technolog-y，1987
[32]K. J. Astrom，R. D. Bell. Drum-boiler Dynamics[J]. Automatica，2000,36(3):
363-378
[33]De Mello.F.P.，Fellow. Boiler Models for System Dynamic Performance Studies[J].
IEEE Transactions on Power Systems，Vol.6，No.1，February 1991: 66-73
[34]De Mello.F.P.，Fellow. Dynamic Models for Fossil Fueled System Units in Power
System[J]. IEEE Transactions on Power Systems，Vol.6，No.2，1991: 78-83
[35]曾德良，刘吉臻. 汽包锅炉的动态模型结构与负荷/压力增量预测模型[J]. 中国
电机工程学报，2000，20(12): 75-79
[36]闫姝，曾德良，刘吉臻，等. 直流炉机组简化非线性模型及仿真应用[J]. 中国
电机工程学报，2012，32(11): 126-134
[37]梁庆娇，刘吉臻，薛彦广，等. 超超临界机组的非线性模型及动态特性研究[J].
动力工程学报，2012，32(2): 118-123
[38]王恭良，沈炯，李益国，等. 适用于控制的600MW超临界机组的简化模型[J].
江苏电机工程，2008，27(4): 1-7
[39]Wataro Shinohara，Daniel E. Koditschek. A Simplified Model of a Supercritical
Power Plant[J]. Michigan: University of Michigan，1995
[40]李运泽，杨献勇. 超临界直流锅炉长期动态特性的建模与仿真[J]. 热能动力工
程，2003，18(103): 23-26
[41]卓旭升，周怀春，文忠林，等. 火电机组过热器压力和温度的动态研究[J].中国
电机工程学报，2007，27(14): 72-76
[42]张彪，沈炯，李益国. 超临界直流炉蒸汽发生器的建模与仿真分析[J]. 计算机
仿真，2009，26(4): 279-283
[43]R. Dolezal. Simulation of Large State Variation in Steam Power Plants[M].
52
华北电力大学硕士学位论文
Springerverlag Berlin，1987
[44]Yutaka Suzuki，Pyong Sik，Yoshihisa Uchida. Simulation of a Supercritical
Once-throuhBoiler Dynamics[J]. Electrical Engineering in Japan，1978,98(3): 189-196
[45]Kwang Y. Lee，Joel H. Van Sickel，Jason A. Hoffman，et al. Controller Design for
a Large-Scale Ultrasupercritical Once-through Boiler Power Plant[J]. IEEE Transactions on Energy Coversion，2010,25(4): 1063-1070
[46]张栾英，欧丽君，王亚顺. 基于BP神经网络的解耦方法在直流锅炉控制系统
中的应用[J]. 动力工程，2009，29(9): 823-826
[47]张君，牛培峰. 利用小波神经网络的单元机组负荷系统的建模[J]. 动力工程，
2006，26(5): 836-840
[48]冯俊凯，沈幼庭，杨瑞昌. 锅炉原理及计算[M]. 北京: 科学出版社，2003: 510 [49]黄红艳，陈华东. 超临界直流锅炉控制系统的特点及控制方案[J]. 电力建设，
2006，27(3): 1-3
[50]邓拓宇，田亮，刘吉臻. 超超临界直流锅炉蓄热能力的定量分析[J]. 动力工程
学报，2012，32(1): 100-14
[51]秦志明，刘吉臻，张栾英，等. 超临界直流锅炉蓄热的分析与计算[J]. 动力工
程学报，2013，34(4): 250-255
[52]国建刚，孙宏，孙冠男，等. 超(超)临界锅炉与亚临界锅炉热控设计的区别[J].
电站系统工程，2012，28(5): 60-62
[53]张秋生，梁华，胡晓花，等. 超超临界机组的两种典型协调控制方案[J]. 中国
电力，2011，44(10): 74-79
53
华北电力大学硕士学位论文
攻读硕士学位期间发表的论文及其它成果
[1] 发明专利：田亮，刘鑫屏，徐晨静，刘芳，王铁华．锅炉汽温控制系统中减温水冲击导前汽温测点的动态补偿方法[P]．中国：ZL201310308005.6，2013-10-09．
54
华北电力大学硕士学位论文
致 谢
值此论文工作完成之际，我将我最真挚的谢意致予曾经指导和帮助过我的老师和同学。
首先，十分感谢我的导师刘鑫屏副教授。感谢刘老师这两年半以来对我的指导和关心，感谢刘老师为我提供可贵的学习机会和优秀的科研环境。在课题研究和论文写作过程中，刘老师认真而负责的治学态度、细致耐心的指导、体贴备至的关怀和鼓励都深深地影响着我的学习和生活。在此，谨向刘老师致以衷心的感谢和崇高的敬意。
感谢田亮副教授对我的谆谆教诲。田老师渊博的知识，敏锐的洞察力，严谨的治学态度对我的课题研究和论文写作提供了很大的帮助和支持；田老师直率而又亲切的指导批评，不仅一次次地纠正了我的错误，而且也一次次地提高了我分析问题、解决问题的能力。
感谢赵亮宇师兄、霍秋宝师姐、刘芳、徐晨静在课题研究和论文写作中给予的帮助。
感谢我的父母，感谢他们这么多年的默默付出，正是因为他们对我生活和学习上无微不至的关爱和支持，我才能得以顺利完成学业，收获丰硕成果。
最后，再次向给予我指导和帮助的老师和同学致以最真挚的感谢。
55
因篇幅问题不能全部显示，请点此查看更多更全内容