300MW机组汽轮机调节系统建模研究

ｄｏｉ:１０􀆰３９６９/ｊ􀆰ｉｓｓｎ􀆰１００８￣０１９８􀆰２０１４􀆰０６􀆰００６３００ＭＷ机组汽轮机调节系统建模研究姜杰夫(大唐华银株洲发电有限公司ꎬ湖南株洲４１２００５)摘　要:对某机组进行汽轮机调节系统参数实测ꎬ以建立汽轮机执行机构模型和汽轮机本体模型ꎮ发现该机组数字式电液控制系统(ＤＥＨ)中的负荷控制回路模型与电力系统综合分析程序(ＰＳＡＳＰ)中的内置模型存在较大区别ꎬ利用ＰＳＡＳＰ中的用户自定义建模功能ꎬ建立电液调节系统模型和汽轮机调节系统模型ꎬ并最终实现对该机组汽轮机调节系统建模效果的仿真校核ꎮ关键词:汽轮机调节系统ꎻＤＥＨꎻ用户自定义建模ꎻ仿真校核中图分类号:ＴＭ７１５　　文献标志码:Ａ　　文章编号:１００８￣０１９８(２０１４)０６￣００２２￣０４收稿日期:２０１４￣０４￣１４　　改回日期:２０１４￣１１￣２６３００ＭＷｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅｇｏｖｅｒｎｉｎｇｓｙｓｔｅｍｍｏｄｅｌｉｎｇｒｅｓｅａｒｃｈＪＩＡＮＧＪｉｅ￣ｆｕ(ＤａｔａｎｇＨｕａｙｉｎＺｈｕｚｈｏｕＰｏｗｅｒＧｅｎｅｒａｔｉｏｎＣｏ.ꎬＬＴＤꎬＺｈｕｚｈｏｕ４１２００５ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅｍｅａｓｕｒｅｄｒｅｓｕｌｔｓｏｆｔｈｅｔｕｒｂｉｎｅｇｏｖｅｒｎｉｎｇｓｙｓｔｅｍｐａｒａｍｅｔｅｒｆｏｒａｃｅｒｔａｉｎｕｎｉｔꎬｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅａｎｄｉｔｓａｃｔｕａｔｏｒｍｏｄｅｌｓｗｅｒｅｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ.ＷｈｅｎｍｏｄｅｌｉｎｇｔｈｅＤＥＨｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍꎬｉｔｗａｓｆｏｕｎｄｔｈａｔｔｈｅｒｅｗｅｒｅｂｉｇｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｓｂｅｔｗｅｅｎｔｈｅｐｏｗｅｒｃｏｎｔｒｏｌｌｏｏｐｏｆＤｉｇｉｔａｌＥｌｅｃｔｒｏ￣Ｈｙｄｒａｕｌｉｃ(ＤＥＨ)ｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍａｎｄｔｈｅｂｕｉｌｔ￣ｉｎｍｏｄｅｌｓｏｆＰＳＡＳＰ.ＤＥＨｃｏｎｔｒｏｌｓｙｓｔｅｍｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｕｎｉｔｗａｓｆａｉｔｈｆｕｌｌｙｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄｂｙｕｓｅｒ￣ｄｅｆｉｎｅｄｍｏｄｅｌｉｎｇｆｕｎｃｔｉｏｎｉｎＰＳＡＳＰ.Ｔｈｅｔｕｒｂｉｎｅｇｏｖｅｒｎｉｎｇｓｙｓｔｅｍｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｕｎｉｔｓｗａｓｃｏｍｐｌｅｔｅｌｙｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ.Ｆｉｎａｌｌｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｖａｌｉｄａｔｉｏｎｆｏｒｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｏｆｔｈｅｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅｇｏｖｅｒｎｉｎｇｓｙｓｔｅｍｍｏｄｅｌｉｓｒｅａｌｉｚｅｄ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｓｔｅａｍｔｕｒｂｉｎｅｇｏｖｅｒｎｉｎｇｓｙｓｔｅｍꎻＤＥＨꎻｕｓｅｒ￣ｄｅｆｉｎｅｄｍｏｄｅｌｉｎｇꎻｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｖｅｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ　　在电力系统中ꎬ汽轮机调节系统承担着系统调频、调峰的任务ꎬ对于维护系统稳定和提高电能质量都起着非常重要的作用ꎮ随着科学技术和制造工艺的快速发展ꎬ汽轮机调节系统动态特性、响应速度得到了极大的提高〔１〕ꎮ而汽轮机调节系统模型的完善程度是影响电力系统稳定分析可靠性和精确性的重要因素ꎮ汽轮机调节系统参数测试的目的ꎬ是通过现场试验的方法建立和规范电力系统稳定计算用的汽轮机及其调节系统模型〔２－６〕ꎮ文献〔７〕对汽轮机调节系统的建模质量有明确要求ꎬ所建立的模型应能够反映被建模机组的实际情况ꎮ对大唐华银株洲发电有限公司４号机组进行了汽轮机调节系统参数实测ꎮ建立了该机组的执行机构模型和汽轮机本体模型ꎬ在试图对该机组的电液调节系统进行建模的过程中发现ꎬ该机组所采用的ＤＥＨ为某公司生产的ＸＤＰＳ－４００系统ꎬ其控制策略与典型电液调节系统存在明显的区别ꎬ无法直接利用典型电液调节系统模型完成汽轮机调节系统的建模工作ꎮ因此借助ＰＳＡＳＰ中的用户自定义建模功能ꎬ根据该机组ＤＥＨ中的控制策略ꎬ如实地建立了该机组的电液调节系统模型ꎬ并最终对其进行仿真校核ꎮ校核结果表明ꎬ建立的汽轮机调节系统模型能够真实反映实际机组特性ꎬ为电力系统分析提供了准确的基础数据ꎮ１　汽轮机调节系统参数实测与建模１􀆰１　电液伺服系统的参数实测与建模不考虑主汽压力时ꎬ汽轮机调节系统模型可由电液调节系统、电液伺服机构、汽轮机模型组成ꎮ􀅰２２􀅰　第３４卷第６期湖　南　电　力ＨＵＮＡＮＥＬＥＣＴＲＩＣＰＯＷＥＲ　２０１４年１２月其中电液调节系统根据功率/频率计算生成流量指令ꎬ电液伺服机构对流量指令转换而成的阀位信号为调门开度ꎬ控制进入汽轮机的蒸汽流量ꎬ蒸汽流量在汽轮机内膨胀做功转换为机械功率ꎮ图１为调节系统中的电液伺服机构模型ꎮ图１　电液伺服机构模型图１中:Ｔｃ为油动机关闭时间常数ꎻＴｏ为油动机开启时间常数ꎻＶＥＬｏｐｅｎ为过速开启系数ꎻＶＥＬｃｌｏｓｅ为过速关闭系数ꎻＰＭＡＸ为原动机最大输出功率ꎻＰＭＩＮ为原动机最小输出功率ꎻＰＣＶ为阀位指令值ꎻＰＧＶ为阀位开度ꎻＴ２为ＬＶＤＴ变送器时间常数ꎻＫｐ为电液转换器ＰＩＤ比例环节倍数ꎻＫＤ为电液转换器ＰＩＤ微分环节倍数ꎻＫＩ为电液转换器ＰＩＤ积分环节倍数ꎮ在停机条件下ꎬ对该机组进行执行机构大/小阶跃扰动试验ꎬ取高调门ＧＶ１作为电液伺服系统模型的建模对象ꎬ根据其实际动作特性确定电液伺服系统模型的参数ꎮ图２是ＧＶ１大阶跃扰动时的动作特性曲线ꎮ当ＧＶ１大幅度动作时ꎬ可认为电液伺服系统伺服电流达到极限值ꎬ电液转换器运动到极限位置ꎬ根据图２所示的最大开启和关闭速度曲线ꎬ计算油动机开启时间常数Ｔｏ为１􀆰２２５ｓꎬ油动机关闭时间常数ＴＣ为１􀆰７７１ｓꎮＧＶ１小阶跃扰动时的动作特性曲线如图３所示ꎮ小阶跃扰动试验中ꎬ伺服卡和电液转换器均工作在线性条件下ꎬ未达到极值ꎬ此时电液伺服系统的ＰＩＤ参数对阀门动作曲线有重要影响ꎬ根据图３中ＧＶ１的动作特性可以辨识得到电液转换器ＰＩＤ的控制参数:ＫＰ＝８ꎬＫＩ＝１ꎬＫＤ＝０ꎮ(ａ)最大开启速度曲线(ｂ)最大关闭速度曲线图２　ＧＶ１大阶跃扰动动作曲线(ａ)ＧＶ１小阶跃开启曲线(ｂ)ＧＶ１小阶跃关闭曲线图３　ＧＶ１小阶跃扰动动作曲线根据执行机构大/小阶跃扰动试验ꎬ得到电液伺服系统模型的相关参数ꎬ将所得参数输入电液伺服系统模型中ꎬ建立完整的电液伺服系统模型ꎮ为了验证所建立模型的准确性ꎬ对其进行仿真校核ꎮ大阶跃试验条件下ꎬ模型仿真结果与实测结果如图４所示:图４　电液伺服系统校核—大阶跃比较图４中的仿真曲线和实际曲线ꎬ按照文献〔７〕的要求计算其偏差ꎬ见表１ꎮ表１中:ｔｕｐ是电液伺服机构上升时间ꎬ表示阶跃试验中ꎬ从阶跃量加入开始到被控量变化至９０％阶跃量所需时间ꎻｔｓ是电液伺服系统调节时间ꎬ表示从起始时间开始ꎬ到被控量与最终稳态值之差的绝对值始终不超过５％阶跃量的最短时间ꎮ表１　仿真与实测品质参数偏差表(大阶跃)ｓ名称品质参数实测值仿真值偏差偏差允许值开方向ｔｕｐ０􀆰５６４０􀆰５９－０􀆰０２６±０􀆰２ｔｓ０􀆰６１５０􀆰７０９－０􀆰０９４±１􀆰０关方向ｔｕｐ０􀆰９２９０􀆰８８７０􀆰０４２±０􀆰２ｔｓ１􀆰０８６１􀆰０５４０􀆰０３２±１􀆰０小阶跃试验条件下ꎬ模型仿真结果与实测结果如图５所示:􀅰３２􀅰第３４卷第６期姜杰夫:３００ＭＷ机组汽轮机调节系统建模研究２０１４年１２月图５　电液伺服系统校核—小阶跃比较图５中的仿真曲线和实际曲线ꎬ计算其偏差见表２ꎮ表２　仿真与实测品质参数偏差表(小阶跃)ｓ名称品质参数实测值仿真值偏差偏差允许值开方向ｔｕｐ０􀆰２８７０􀆰４２９－０􀆰１４２±０􀆰２ｔｓ０􀆰２８８０􀆰５１６－０􀆰２２８±１􀆰０关方向ｔｕｐ０􀆰４０８０􀆰５７１－０􀆰１６３±０􀆰２ｔｓ０􀆰５７５０􀆰７９１－０􀆰２１６±１􀆰０表１和２表明ꎬ所建立的电液伺服系统模型能够满足文献〔７〕中仿真与实测的误差允许值要求ꎮ１􀆰２　汽轮机的参数实测与建模图６是稳定计算用的再热凝汽式汽轮机模型ꎮ其中:ＴＣＨ为高压汽室蒸汽容积时间ꎻＴＲＨ为再热蒸汽容积时间ꎻＴＣＯ为低压连通管蒸汽容积时间ꎻＦＨＰ为高压缸功率系数ꎻＦＩＰ为中压缸功率系数ꎻＦＬＰ为低压缸功率系数(ＦＨＰ＋ＦＩＰ＋ＦＬＰ＝１)ꎻλ是高压缸功率自然过调系数ꎻＰＧＶ为进入汽轮机的蒸汽流量ꎻＰＭ为汽轮机输出的机械功率ꎮ图６　再热凝汽式汽轮机模型汽轮机模型中需要确定的参数共７个:ＴＣＨ/ＴＲＨ/ＴＣＯꎬＦＨＰ/ＦＩＰ/ＦＬＰꎬλꎮ对中、低压缸作合缸处理ꎬ即此时ＴＣＯ＝０ꎬＦＬＰ＝０ꎮ再热容积时间常数ＴＲＨ是基于再热压力是该容积环节的集总参数确定的ꎬ其值由阀控方式阶跃扰动试验中的再热压力变化趋势辨识可得ＴＲＨ＝１９􀆰７ｓꎮ图７表明ꎬ再热容积环节的仿真曲线与实际再热压力变化趋势吻合ꎬ这说明了所得辨识结果(ＴＲＨ＝１９􀆰７ｓ)是能够较好地反映实际再热容积环节的特性ꎮＴＣＨ通过类似方法可以辨识获得ꎬ本文不再赘述ꎻ根据汽轮机热力特性说明书ꎬ计算得到λ＝０􀆰６ꎬＦＨＰ＝０􀆰２６５ꎬＦＬＰ＝０􀆰７３５ꎮ根据以上确立的参数ꎬ可以建立的完整汽轮机模型ꎮ图７　再热容积环节仿真比较２　模型整体校核为了确认所建立模型的精确程度ꎬ根据文献〔７〕的要求对模型进行整体校核ꎬ通过仿真数据与实测数据的比较结果ꎬ计算相应的品质参数ꎬ最终根据品质参数与规定指标的偏差判断建模的效果ꎮ对建立的模型进行仿真计算ꎬ需要在专门的电力系统计算程序中进行ꎮ以湖南地区为例ꎬ所采用的电力系统计算程序为ＰＳＡＳＰꎮ尽管在ＰＳＡＳＰ中ꎬ提供了汽轮机调节系统模型ꎬ但其中的电液调节系统模型较为简单ꎬ其负荷控制回路结构与该厂４号机组存在较大区别ꎮ图８是ＰＳＡＳＰ中的电液调节系统负荷控制回路模型ꎮ图８　ＰＳＡＳＰ内置电液调节系统负荷　　　　　　控制回路模型􀅰４２􀅰第３４卷第６期湖　南　电　力２０１４年１２月图８中:Ｋｆ是控制器的前馈增益ꎬＫＰ是ＰＩＤ控制器的比例系数ꎬＫＩ是ＰＩＤ控制器的积分系数ꎻＫＤ是ＰＩＤ控制器的微分系数ꎮ该电液调节模型具有典型的前馈－反馈控制的特点ꎮ而该厂４号机组其电液调节系统负荷控制回路模型如图９所示ꎮ图９　实际电液调节系统负荷控制回路模型比较图８和９可以发现ꎬ在图９中功率设定与一次调频增量之和并非作为前馈作用ꎬ与ＰＩＤ控制器输出直接相加ꎬ而是与其相乘最终生成流量指令ꎬ因此无法直接调用ＰＳＡＳＰ中的内置模型用于仿真计算ꎮ利用ＰＳＡＳＰ的用户自定义建模功能建立了与图９相同电液调节系统的汽轮机调节系统模型ꎬ并利用该模型实现了仿真校核ꎮ汽轮机闭环频率扰动试验下的仿真曲线与实测曲线的比较如图１０ꎬ１１所示ꎮ(ａ)频率减扰动整体校核曲线图(ｂ)局部放大图图１０　模型整体校核—汽轮机闭环频率减扰动试验(ａ)频率增扰动整体校核曲线图(ｂ)局部放大图图１１　模型整体校核—汽轮机闭环频率增扰动试验根据图１０ꎬ１１计算仿真曲线与实测数据的品质参数ꎬ如表３所示ꎮ表３中:ＰＨＰ是高压缸最大功率出力功率ꎬ表示阶跃试验中功率快速变化过程达到的最大值减去初始功率的数值ꎻＴＨＰ是高压缸峰值时间ꎬ表示阶跃试验中从阶跃量加入起到功率达到高压缸最大功率出力功率所需时间ꎻｔｓ是功率调节时间ꎮ图１０ꎬ１１及表３表明ꎬ在模型整体校核过程中ꎬ建立的模型能够较好地反映实际机组的功率响应特性且其品质参数满足文献〔７〕的要求ꎮ表３　仿真与实测品质参数偏差表(模型整体校核)名称品质参数实测值仿真值偏差偏差允许值频率减ＰＨＰ/ＭＷ６􀆰４６􀆰６－０􀆰２±０􀆰６ＴＨＰ/ｓ０􀆰５４０􀆰６－０􀆰０６±０􀆰１ｔｓ/ｓ５９􀆰３６０􀆰１－０􀆰８±２频率增ＰＨＰ/ＭＷ－５􀆰６－６􀆰３－０􀆰７±０􀆰６ＴＨＰ/ｓ０􀆰７９０􀆰７０􀆰０９±０􀆰１ｔｓ/ｓ５９􀆰４５９􀆰１０􀆰３±２３　结语利用大唐华银株洲发电有限公司４号机组进行了汽轮机调节系统ꎬ实测数据建立了其汽轮机调节系统模型ꎬ对模型进行了仿真校核ꎮ校核结果表明ꎬ该模型能够满足电力系统稳定分析的需要ꎮ由于该机组所采用的电液调节系统负荷控制回路模型与ＰＳＡＳＰ内置模型不同ꎬ因此需要利用用户自定义建模功能建立与其结构相同的模型ꎮ而某公司提供的电液调节系统负荷控制回路模型具有普遍性ꎬ如图９所示ꎬ因此本文