本發(fā)明涉及到能源工程循環(huán)流化床鍋爐動態(tài)變負荷控制調(diào)整相關(guān)領(lǐng)域，特別地，涉及一種循環(huán)流化床機組變負荷過程中給煤量合理性檢測方法及系統(tǒng)。

背景技術(shù)：

循環(huán)流化床鍋爐具有燃燒效率高，燃料適應(yīng)性廣等獨特優(yōu)勢，是國內(nèi)外燃燒劣質(zhì)煤的主要手段，近年來發(fā)電領(lǐng)域應(yīng)用越來越廣泛。循環(huán)流化床鍋爐因其獨特的燃燒方式，擁有大量的燃料側(cè)蓄能，因此在動態(tài)運行過程中，能量變化需要兼顧燃料側(cè)蓄能變化和汽水側(cè)蓄能變化。依據(jù)動態(tài)過程中的能量轉(zhuǎn)換，給煤量和風(fēng)量的控制更加準(zhǔn)確，主蒸汽參數(shù)更加穩(wěn)定，能量損失更小。建立循環(huán)流化床鍋爐變負荷過程中給煤量合理性檢測方法及系統(tǒng)，對機組的安全、環(huán)保運行和控制系統(tǒng)優(yōu)化具有重要意義。

技術(shù)實現(xiàn)要素：

本發(fā)明的目的在于針對目前對變負荷過程中給煤量精度較低，提供一種循環(huán)流化床機組變負荷過程中給煤量合理性檢測方法及系統(tǒng)，通過建立循環(huán)流化床鍋爐變負荷過程中理論給煤量的計算方法，充分考慮揮發(fā)分釋放的能量，燃料側(cè)蓄能變化和汽水側(cè)蓄能變化，對機組的安全、環(huán)保運行和控制系統(tǒng)優(yōu)化具有重要意義。

為了實現(xiàn)以上目的，本發(fā)明采用的技術(shù)方案如下：

一種循環(huán)流化床機組變負荷過程中給煤量合理性檢測系統(tǒng)，

所述系統(tǒng)包括：

揮發(fā)分燃燒模塊

汽水側(cè)蓄能模塊；

燃料側(cè)蓄能模塊；

經(jīng)濟給煤計算模塊；

給煤比較模塊；

所述經(jīng)濟給煤計算模塊與所述揮發(fā)分燃燒模塊、汽水側(cè)蓄能模塊、燃料側(cè)蓄能模塊連接；所述給煤比較模塊與所述經(jīng)濟給煤計算模塊連接。

其中，所述揮發(fā)分燃燒模塊用于計算揮發(fā)分燃燒釋放的能量；

所述汽水側(cè)蓄能模塊用于計算變負荷過程中汽水側(cè)能量變化；

所述燃料側(cè)蓄能模塊用于計算變負荷過程中燃料側(cè)能量變化；

所述經(jīng)濟給煤計算模塊用于計算變負荷過程中理論給煤量；

所述給煤比較模塊用于計算理論給煤量和實際給煤量的偏差，得到反饋信號。

采用上述的檢測系統(tǒng)進行循環(huán)流化床機組變負荷過程中給煤量合理性檢測方法，所述檢測方法進一步包括：

步驟1)利用揮發(fā)分燃燒模塊計算揮發(fā)分燃燒釋放的能量；

步驟2)利用所述汽水側(cè)蓄能模塊計算變負荷過程中汽水側(cè)能量變化；

步驟3)利用所述燃料側(cè)蓄能模塊計算變負荷過程中燃料側(cè)能量變化；

步驟4)所述經(jīng)濟給煤計算模塊根據(jù)步驟1)、步驟2)和步驟3)計算的揮發(fā)分釋放的能量、汽水側(cè)和燃料側(cè)能量變化得出變負荷過程的理論給煤量。

步驟5)利用給煤比較模塊計算理論給煤量和實際給煤量的偏差，得到反饋信號。

其中，

步驟1)揮發(fā)分燃燒模塊計算步驟為：

步驟1.1)煤中揮發(fā)分主要成分包括CH₄,H₂,CO,焦油(CH_0.689O_0.014)和CO₂,H₂0，其中前四種為可燃物質(zhì)，在析出揮發(fā)分總量中的質(zhì)量份額按下式計算：

式中M_V為燃料量量揮發(fā)分質(zhì)量分數(shù),％。

步驟1.2)揮發(fā)分燃燒釋放熱量為：

Q_V(t)＝F(t)·∑M_iH_i

式中Q_V(t)為揮發(fā)分釋放熱量，MJ/s；H_i為各可燃成分熱值，取CH₄燃燒熱為50.016MJ/kg，H₂燃燒熱為124.2375MJ/kg，CO燃燒熱為10.077MJ/kg，焦油燃燒熱為37.0MJ/kg。

其中，

步驟2)汽水側(cè)蓄能模塊計算公式為：

式中：△Q_w為汽水側(cè)蓄熱的改變量,kJ/s；C_b為汽水側(cè)蓄能系數(shù)，kJ/Mpa；p_d為汽包壓力，Mpa。

其中，

所述步驟3)燃料側(cè)蓄能模塊計算過程如下

步驟3.1)爐膛內(nèi)碳顆粒質(zhì)量變化按下式計算：

式中：△B為爐膛內(nèi)碳顆粒的質(zhì)量變化，kg/s；∑F為給煤補充爐膛內(nèi)碳顆粒的量，kg/s；∑R為燃燒消耗爐膛內(nèi)碳顆粒的量，kg/s；f(t)為給煤量，kg/s；C_ar為煤的含碳量，％；Q為碳顆粒燃燒釋放熱量，kJ/s；H為碳的燃燒發(fā)熱量，kJ/kg。

步驟3.2)燃料側(cè)蓄能變化量的計算方法如下式：

ΔQ_B＝ΔBH

式中：△Q_B為燃料側(cè)蓄熱的改變量，kJ/s。

其中，

所述步驟4)包括以下步驟：

步驟4.1)在機組動態(tài)過程中，根據(jù)能量守恒可以得到理論需要給煤提供的熱量，如下式：

Q_f＝ΔQ_B+ΔQ_W+Q-Q_v

式中：Q_f為給煤提供的熱量，kJ/s。

步驟4.2)根據(jù)上式得到的Q_f和煤的熱值，可以得到經(jīng)濟給煤量：

式中：f_l為經(jīng)濟給煤量，kg/s；Q_net為對應(yīng)煤的低位發(fā)熱量，kJ/kg。

其中，

所述步驟5)包括以下步驟：

步驟5.1)對比該動態(tài)過程中的實際給煤量，就可以得到經(jīng)濟給煤評價：

式中：f為實際給煤量，kg/s；b為經(jīng)濟給煤評價，％，其值等于0，說明動態(tài)過程中給煤量和風(fēng)量的配比較為精確；其值大于0，說明動態(tài)過程中給煤量和風(fēng)量的配比失衡，給煤量偏大，易造成后期主蒸汽參數(shù)超標(biāo)；其值小于0，說明動態(tài)過程中給煤量和風(fēng)量的配比失衡，給煤量偏小，易造成后期主蒸汽參數(shù)偏低。

步驟5.2)將b作為反饋信號，指導(dǎo)總風(fēng)量和給煤量配比。

附圖說明

圖1為變負荷過程中給煤量合理性檢測系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)圖；

圖2升負荷過程1；

圖3升負荷過程1的經(jīng)濟給煤量與經(jīng)濟給煤評價；

圖4升負荷過程2；

圖5升負荷過程2的經(jīng)濟給煤量與經(jīng)濟給煤評價。

具體實施方式

為了使本發(fā)明的目的、技術(shù)方案及優(yōu)點更加清楚明白，以下結(jié)合附圖及實施例，對本發(fā)明進行進一步詳細描述。應(yīng)當(dāng)理解，此處所描述的具體實施例僅用于解釋本發(fā)明，并不用于限定本發(fā)明。

相反，本發(fā)明涵蓋任何由權(quán)利要求定義的在本發(fā)明的精髓和范圍上做的替代、修改、等效方法以及方案。進一步，為了使公眾對本發(fā)明有更好的了解，在下文對本發(fā)明的細節(jié)描述中，詳盡描述了一些特定的細節(jié)部分。對本領(lǐng)域技術(shù)人員來說沒有這些細節(jié)部分的描述也可以完全理解本發(fā)明。

本發(fā)明涉及一種循環(huán)流化床機組變負荷過程中給煤量合理性檢測方法及系統(tǒng)，所述一種循環(huán)流化機組變負荷過程中給煤量合理性檢測系統(tǒng)，包括揮發(fā)分燃燒模塊、汽水側(cè)蓄能模塊、燃料側(cè)蓄能模塊、經(jīng)濟給煤計算模塊、給煤比較模塊。

所述揮發(fā)分燃燒模塊用于計算揮發(fā)分燃燒釋放的能量；所述汽水側(cè)蓄能模塊計算變負荷過程中汽水側(cè)能量變化；所述燃料側(cè)蓄能模塊計算變負荷過程中燃料側(cè)能量變化；所述經(jīng)濟給煤計算模塊用于計算變負荷過程中理論給煤量；所述給煤比較模塊用于理論給煤量和實際給煤量的比較，作為反饋信號。

所述一種循環(huán)流化床機組變負荷過程中給煤量合理性檢測方法，根據(jù)變負荷過程的DCS鍋爐運行實時數(shù)據(jù)，通過揮發(fā)分燃燒模塊計算揮發(fā)分燃燒釋放的能量，利用燃料側(cè)蓄能模塊和汽水側(cè)蓄能模塊計算燃料側(cè)蓄能變化量和汽水側(cè)蓄能變化量，通過經(jīng)濟給煤計算模塊計算變負荷過程中理論給煤量，利用給煤比較模塊計算理論給煤量和實際給煤量之間的偏差，反饋控制信號。

具體系統(tǒng)的結(jié)合框圖以及實現(xiàn)過程如圖1所示。

下面以某300MW機組兩個升負荷過程為例，分析動態(tài)過程中給煤量、風(fēng)量、爐膛碳顆?？偭?、主蒸汽壓力變化，然后通過各項能量計算和比較，驗證經(jīng)濟給煤評價在實際工程中的意義。

圖2是一段負荷由167MW升到250MW的過程，變負荷速率為5MW/min，升負荷時間約為17min。在升負荷階段，增加給煤量和風(fēng)量，同時爐膛內(nèi)碳顆粒總量也直線上升，說明給煤補充的碳顆粒含量要大于燃燒消耗的碳顆粒含量，初期風(fēng)煤比偏??；在升負荷中期隨著風(fēng)煤比的不斷增加，爐膛內(nèi)碳顆粒總量開始波動。另一方面，主蒸汽壓力快速上升，在升負荷后期仍然以較快速度升高，主汽壓未穩(wěn)定在設(shè)定值附近，主蒸汽壓力控制效果較差。

根據(jù)計算方法計算動態(tài)過程中各項能量變化，根據(jù)煤熱值將能量轉(zhuǎn)化為煤量，得到圖3的結(jié)果。

圖3中，△Q_wm為升負荷過程中最大汽包壓力變化對應(yīng)的能量，△Q_Bm為升負荷過程中最大碳顆粒含量變化對應(yīng)的能量。為整個升負荷過程中，說明實際給煤量大于經(jīng)濟給煤量，經(jīng)濟給煤評價為-4.64％，在整個升負荷工況的風(fēng)煤比偏大，應(yīng)當(dāng)在后一段時間降低風(fēng)煤比補償動態(tài)過程不足的能量。到達負荷要求后，爐膛內(nèi)的碳顆粒燃燒消耗速度大于給煤補充速度，碳顆粒的存儲量下降，由于負荷不再升高，這部分的能量大都加到了汽水側(cè)，導(dǎo)致主蒸汽壓力快速上升，最高時超過主蒸汽壓力設(shè)定值1MPa以上，主汽壓控制強制切手動，調(diào)整風(fēng)煤比回調(diào)主蒸汽壓力。這樣的情況必然造成大量能量的損失，而且機組的不穩(wěn)定性也將大大升高。

圖4是一段機組負荷由225MW升到280MW的過程，變負荷速率為5MW/min，變負荷總時間約為11min。在升負荷初期，為了維持主汽壓的穩(wěn)定，風(fēng)量和給煤量同時增加，由于風(fēng)量的響應(yīng)速度要遠大于給煤量，爐膛內(nèi)存儲的碳顆粒的消耗速度要大于補充速度，因此爐膛內(nèi)碳顆粒含量迅速下降；在升負荷中期，由于給煤量的持續(xù)加大，爐膛內(nèi)的碳顆粒含量回升。升負荷過程中，主蒸汽壓力波動較小，與設(shè)定值偏差小，控制效果較好。

根據(jù)計算方法計算動態(tài)過程中各項能量變化，根據(jù)煤熱值將能量轉(zhuǎn)化為煤量，得到圖5的結(jié)果。

在升負荷過程中，實際給煤量略大于經(jīng)濟給煤量，經(jīng)濟給煤評價為1.76％，說明變負荷過程中風(fēng)煤比相對適中，不需要進行過多的能量補償。因此主蒸汽參數(shù)波動小于0.3MPa，控制效果良好。在到達要求負荷后，風(fēng)量和給煤量趨于穩(wěn)定值，主蒸汽壓力和爐膛內(nèi)的碳顆粒含量均穩(wěn)定在一定的范圍內(nèi)，機組很快進入穩(wěn)態(tài)運行的狀態(tài)。

通過上述兩個升負荷過程，工程實例驗證了理論方法的正確性。在變負荷過程中，經(jīng)濟給煤評價確實能夠體現(xiàn)機組動態(tài)過程中風(fēng)煤配比所導(dǎo)致的控制效果。在變工況過程計算基礎(chǔ)上，及時調(diào)整風(fēng)煤比進行能量補償，有利于主蒸汽壓力的穩(wěn)定，大大提升機組的控制品質(zhì)。

以上所述僅是本發(fā)明優(yōu)選實施方式，應(yīng)當(dāng)指出，對于本技術(shù)領(lǐng)域的普通技術(shù)員來說，在不脫離本發(fā)明技術(shù)原理的前提下，還可以做出若干改進和變型，這些改進和變型也應(yīng)該視為本發(fā)明的保護范圍。