本發明涉及發電機組熱力系統蓄能技術領域，特別涉及一種非線性凝結水節流控制模型。
背景技術：
超臨界火力發電廠的交流換熱系統裝備有三個高壓力缸預熱器、四個低壓缸預熱器和一個除氧器。在凝結水節流過程中，除氧器和低壓缸預熱器中的儲蓄能量被激活。從除氧器到最后的低壓缸預熱器，所有的抽汽流量降低。給水流量保持不變，除氧器水位繼續降低，除氧器的儲蓄能量不斷被激活。因此，除氧器的水位必須嚴格監控。除氧器的水位超過了安全限值，鍋爐給水泵將執行應急行為。鍋爐給水流量將減少到能夠確保抽水泵安全運作的水平。為了維持鍋爐給水和鍋爐原料煤的平衡，鍋爐內的煤的數量也要同時降低。
而傳統凝結水節流系統中，低壓力缸預熱器的凝結控制閥和抽汽控制閥是節流的甚至關閉的很快，因此，抽汽必須達到渦輪級。并且，對于這種方法，抽汽控制閥必須安置于低壓力缸預熱器中，然而，這直接導致快速閥的監管引起汽輪機和預熱器之間的振動。在整個節流過程中，預熱器是動態變化的。如果把所有的低壓力缸預熱器放入凝結水節流控制模型中，那么這個模型構造將非常復雜，不利于控制器設計。因此，亟待研發一種新的凝結水節流控制模塊以滿足需求。
技術實現要素：
本發明提供一種非線性凝結水節流控制模型，目的在于利用除氧器反應出冷凝物再生加熱系統的動態特性建立一種結構簡單、控制方便的非線性凝結水節流控制模型。
為解決上述問題，本發明實施例提供一種非線性凝結水節流控制模型，包括以下步驟：
根據除氧器中所有工作流體的流速和熱含量建立關于除氧器內工作流體的總質量和除氧器內的總能量的模型，其中，工作流體包括從中壓汽缸抽汽、高壓預熱器內排泄水和冷凝水以及鍋爐給水；
當除氧器內工作流體的總質量等于飽和水的總質量時，建立關于除氧器內工作流體的總質量和飽和水的總質量的質量等效模型；
當除氧器內的總能量等于飽和水的總能量時，建立關于除氧器內的總能量和飽和水的總能量的能量等效模型；
依據所述質量等效模型和所述能量等效模型變換獲得除氧器內的水位的非線性模型和除氧器內的溫度的非線性模型；
根據冷凝水節流系統中預熱器和高壓力缸的狀態建立單位荷載的非線性模型；
依據包括除氧器內的水位的非線性模型、除氧器內的溫度的非線性模型以及單位荷載的非線性模型建立非線性凝結水節流控制模型。
作為一種實施方式，所述當除氧器內工作流體的總質量等于飽和水的總質量時，建立關于除氧器內工作流體的總質量和飽和水的總質量的質量等效模型，包括以下步驟；
除氧器內工作流體的總質量的計算公式：
其中，ms表示除氧器內工作流體的總質量，d4表示從中壓汽缸抽汽流速，dd3表示從高壓預熱器內排泄水速，dwc表示冷凝水流速，dfw表示鍋爐給水流速；
飽和水的體積的計算公式：
其中，vs表示飽和水的體積，ls表示除氧器內的實際水位，1.9表示為除氧器內的正常水位，31為除氧器為長3.8為除氧器的直徑；
質量等效模型為：
其中，ρs表示飽和水的密度，根據飽和水密度與溫度的性質可得，ρs＝-ts+1063.6，ts表示除氧器內飽和水的溫度，其范圍140～180攝氏度，a＝d4+dd3+dwc-dfw。
作為一種實施方式，所述當除氧器內的總能量等于飽和水的總能量時，建立關于除氧器內的總能量和飽和水的總能量的能量等效模型，包括以下步驟：
除氧器內工作流體的總能量的計算公式：
其中，es表示除氧器內的總能量，h4表示抽汽熱含量，hd3表示排泄水熱含量，hwc表示冷凝水熱含量，hs表示除氧器內飽和水熱含量；
能量等效模型為：
其中，us表示除氧器內工作流體的速率，cp表示為定壓比熱容。
作為一種實施方式，所述依據所述質量等效模型和所述能量等效模型變換獲得除氧器內的水位的非線性模型和除氧器內的溫度的非線性模型，包括以下步驟：
依據所述質量等效模型和所述能量等效模型獲取涉及除氧器內的水位和除氧器內的溫度的方程組；
本發明相比于現有技術的有益效果在于：通過建立靜態和動態模型，設計非線性凝結水節流控制模型，這種策略可以恢復除氧器水平的平衡以準備下一個負載變化，使得協調控制冷凝水節流系統具有更好的性能。
附圖說明
圖1為建立本發明的非線性凝結水節流控制模型的工作流程圖。
具體實施方式
以下結合附圖，對本發明上述的和另外的技術特征和優點進行清楚、完整地描述，顯然，所描述的實施例僅僅是本發明的部分實施例，而不是全部實施例。
如圖1所示，一種非線性凝結水節流控制模型，包括以下步驟：
s101：根據除氧器中所有工作流體的流速和熱含量建立關于除氧器內工作流體的總質量和除氧器內的總能量的模型，其中，工作流體包括從中壓汽缸抽汽、高壓預熱器內排泄水和冷凝水以及鍋爐給水；
步驟s101的具體內容如下：在這個建模過程中，飽和氣在除氧器的總質量和總能量的影響可以忽略不計。根據質量守恒和能量守恒原則，可得以下公式。
其中，ms表示除氧器內工作流體的總質量(單位kg)，d4表示從中壓汽缸抽汽流速(單位kg/s)，dd3表示從高壓預熱器內排泄水速(單位kg/s)，dwc表示冷凝水流速(單位kg/s)，dfw表示鍋爐給水流速(單位kg/s)，es表示除氧器內的總能量(單位kj)，h4表示抽汽熱含量(單位kj/kg)，hd3表示排泄水熱含量(單位kj/kg)，hwc表示冷凝水熱含量(單位kj/kg)，hs表示除氧器內飽和水熱含量(單位kj/kg)。令a＝d4+dd3+dwc-dfw，b＝d4h4+dd3hd3+dwchwc-dfwhs。
s102：當除氧器內工作流體的總質量等于飽和水的總質量時，建立關于除氧器內工作流體的總質量和飽和水的總質量的質量等效模型；
s103：當除氧器內的總能量等于飽和水的總能量時，建立關于除氧器內的總能量和飽和水的總能量的能量等效模型；
s104：依據所述質量等效模型和所述能量等效模型變換獲得除氧器內的水位的非線性模型和除氧器內的溫度的非線性模型；
步驟s102～s104的具體內容如下：
基于飽和水蒸氣對除氧器總質量和總能量的影響幾乎為零的假設，除氧器內工作流體的總質量相當于飽和水的總質量，那么公式(1)可以表示為
除氧器內的總能量，
us表示除氧器內工作流體的速率，飽和水的內能與飽和溫度成正比。根據公式(3)和(4)可得以下能量等效模型：
cp為定壓比熱容：是單位質量的物質在壓力不變的條件下，溫度升高或下降1℃或1k所吸收或放出的能量。最后，根據公式(3)和公式(5)可以得到以下方程組。
在方程組(6)中1063.6-ts表示飽和水的密度。從50％單位負荷到100％單位負荷，飽和水的溫度在168-172攝氏度范圍內變化。因此，1063.6-ts一個可以視為常數，那么方程組(6)可以簡化為
其中，c1和c2是動態參數，可以通過除氧器的設計參數和最小二乘法計算。
除上述內容外，還包括計算系統從中壓汽缸抽汽流量d4，抽汽熱含量h4，高壓預熱器內排泄水速dd3，鍋爐給水流速dfw：
d4與飽和溫度有關，這是由飽和壓力和抽汽口壓力之間的差異所決定的。根據主蒸汽流速dst，除氧器內飽和水的溫度ts，可以計算獲得從中壓汽缸抽汽流速d4，其計算公式如下。
d4＝365.9896(pr-ps)-3.017(8)
其中，pr表示抽汽口壓力(單位mpa)，ps表示飽和壓力(單位mpa)。pr是由通過抽氣口的氣流決定，與主蒸汽流速dst成正比，公式如下：
pr＝0.001725dst+0.05880(9)
在飽和狀態下，飽和壓力ps和飽和水的焓hs可以表示為：
在350-600mw渦輪發電機中,飽和溫度的變化范圍是368-375攝氏度，抽汽焓在很大程度上取決于抽汽壓力。在372攝氏度時，抽汽焓為(相對誤差小于0.5％)h4＝-17.89pr+3221.8。根據主蒸汽流速dst，可以計算抽汽熱含量h4＝-0.03086dst+3220.75。
對于一個給定的單位荷載,高壓預熱器的廢水流在穩定條件下與單位荷載成正比。因此，dd3＝0.1988dst-21.92，給水流量dfw等于主蒸汽流量減去減溫噴水。由于噴水流量非常小，可以忽略不計，所以，給水流量可以等于主蒸汽流，即為：dfw＝dst。
s105：根據冷凝水節流系統中預熱器和高壓力缸的狀態建立單位荷載的非線性模型；
與再生系統相比，能量轉換的動力渦輪是非常快速的，可以忽略。單位荷載可以表示為：
其中m表示預熱器數量，a表示高壓缸抽氣點的數量，ne表示單位荷載(kw)，η表示渦輪效率，hst表示主蒸汽焓(kj/kg),σ表示再熱蒸汽焓升(kj/kg)，hc表示廢汽焓(kj/kg)，di表示流向每個預熱器的抽汽質量流率(kg/s)，hi表示每個預熱器的抽汽焓(kj/kg)。對于不同的單位負荷，每個抽汽流產生的功率比例幾乎是不變的，因此，為了適應計算，單位荷載可以簡化如下，
ne＝k1dst(hst+σ-hc)-k2d4(h4-hc)
其中，對于一個給定的負載，再熱蒸汽焓升σ和排汽焓可以看作是常數，k1、k2表示常系數。
s106：依據包括除氧器內的水位的非線性模型、除氧器內的溫度的非線性模型以及單位荷載的非線性模型建立非線性凝結水節流控制模型。
因此，一個簡化的凝結水節流系統的非線性模型為：
模型的初始條件給出了dst、hs、hwc、hd3以及hc，其中，輸入變量dwc，輸出變量單位載荷ne和狀態變量除氧器內的水位ls和除氧器內飽和水的溫度ts。
本發明的目的在于通過建立靜態和動態模型，設計非線性凝結水節流控制模型。這種策略可以恢復除氧器水平的平衡以準備下一個負載變化，使得協調控制冷凝水節流系統具有更好的性能。
以上所述的具體實施例，對本發明的目的、技術方案和有益效果進行了進一步的詳細說明，應當理解，以上所述僅為本發明的具體實施例而已，并不用于限定本發明的保護范圍。特別指出，對于本領域技術人員來說，凡在本發明的精神和原則之內，所做的任何修改、等同替換、改進等，均應包含在本發明的保護范圍之內。