大型機(jī)組一次調(diào)頻性能優(yōu)化方法

湯可怡， 楊建明， 蔡喜冬

(東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院， 南京 210096)

?

大型機(jī)組一次調(diào)頻性能優(yōu)化方法

湯可怡， 楊建明， 蔡喜冬

(東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院， 南京 210096)

針對大型機(jī)組直流鍋爐儲能不足、一次調(diào)頻能力弱的問題，提出了在電網(wǎng)發(fā)生大幅頻率擾動時，調(diào)整高壓加熱器抽汽流量參與調(diào)頻的新方法。通過改進(jìn)傳統(tǒng)機(jī)組仿真模型實現(xiàn)汽輪機(jī)本體與回?zé)嵯到y(tǒng)的交互作用，基于仿真模型對所述一次調(diào)頻性能優(yōu)化方法進(jìn)行了驗證。結(jié)果表明：通過調(diào)整高壓加熱器抽汽流量改變機(jī)組功率有較強(qiáng)的負(fù)荷調(diào)整能力，機(jī)爐兩側(cè)共同參與調(diào)頻可大幅拓寬機(jī)組的調(diào)頻范圍，升級機(jī)組一次調(diào)頻性能。

發(fā)電機(jī)組； 一次調(diào)頻； 鍋爐蓄熱； 回?zé)岢槠?/p>

電網(wǎng)頻率是電能質(zhì)量的重要指標(biāo)，反映了電網(wǎng)有功功率和有功負(fù)荷之間的供需平衡[1]。當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生頻率偏差時，需要發(fā)電機(jī)組通過一次調(diào)頻迅速調(diào)整功率以維持電網(wǎng)頻率的穩(wěn)定。隨著電網(wǎng)容量的不斷增大，非線性和沖擊性載荷頻繁出現(xiàn)，降低了電網(wǎng)頻率的穩(wěn)定性；風(fēng)能、太陽能等新能源發(fā)電由于存在明顯的間隙性，進(jìn)一步加劇了電網(wǎng)頻率的波動。利用鍋爐蓄熱為手段的傳統(tǒng)一次調(diào)頻方式，其負(fù)荷調(diào)整能力已難以達(dá)到電網(wǎng)考核要求。因此，挖掘火電機(jī)組可用儲能，升級一次調(diào)頻性能已成為國內(nèi)外學(xué)者的研究熱點(diǎn)。

筆者以某1000MW超超臨界機(jī)組為研究對象，通過數(shù)值模擬分析了高壓調(diào)節(jié)閥節(jié)流、凝結(jié)水節(jié)流、高壓加熱器(簡稱高加)抽汽門節(jié)流三種調(diào)頻方式的負(fù)荷響應(yīng)能力，提出了升級火電機(jī)組一次調(diào)頻性能的優(yōu)化控制方法。

1 大型機(jī)組一次調(diào)頻方式

1.1傳統(tǒng)調(diào)頻方式

由于燃煤電廠蒸汽生產(chǎn)過程的滯后性，當(dāng)電網(wǎng)有功功率供需不平衡時，通過改變?nèi)剂狭亢徒o水量難以快速響應(yīng)負(fù)荷變化。目前火電機(jī)組一次調(diào)頻方式均為將頻差信號經(jīng)過速度不等率換算后疊加到機(jī)組功率指令上，通過改變高壓調(diào)節(jié)閥的開度儲存或釋放鍋爐蓄熱，迅速改變機(jī)組功率。一次調(diào)頻性能取決于鍋爐蓄熱大小。直流鍋爐由于沒有汽包，蓄熱較小，且機(jī)組容量越大，單位負(fù)荷下的蓄熱越少[2]。當(dāng)電網(wǎng)頻率大幅下降，要求機(jī)組快速升負(fù)荷時，鍋爐沒有足夠的蓄熱響應(yīng)負(fù)荷變化。隨著大型超超臨界機(jī)組的發(fā)展，電網(wǎng)的頻率調(diào)整能力必然隨之下降。

1.2汽輪機(jī)側(cè)儲能的挖掘

為解決大型機(jī)組鍋爐蓄熱不足的問題，國內(nèi)外專家提出了利用汽輪機(jī)側(cè)儲能參與調(diào)頻的新方法。通過調(diào)整回?zé)岢槠扛淖兤啓C(jī)蒸汽流量，迅速改變機(jī)組功率，作為鍋爐儲能不足的補(bǔ)充手段。

對汽輪機(jī)低壓加熱器(簡稱低加)抽汽的利用稱為凝結(jié)水節(jié)流技術(shù)。當(dāng)電網(wǎng)頻率降低時，減少凝結(jié)水流量使低加回?zé)岢槠髁繙p少，從而增加低壓缸蒸汽流量，增大機(jī)組的發(fā)電功率[3]。目前國內(nèi)已有電廠進(jìn)行了凝結(jié)水節(jié)流的優(yōu)化改造，但其參與負(fù)荷調(diào)節(jié)的能力有限。根據(jù)計算，在極限情況下切除所有低加，滿負(fù)荷狀態(tài)下超超臨界機(jī)組的功率僅能增加約5%，低參數(shù)工況下抽汽參數(shù)和流量下降，做功能力隨之降低。實際運(yùn)行時受到除氧器、凝汽器水位等限制，凝結(jié)水節(jié)流最大幅度不宜超過50%[4]，進(jìn)一步制約了參與負(fù)荷調(diào)節(jié)的能力。

與低加抽汽相比，高加抽汽參數(shù)高、流量大、做功能力強(qiáng)，利用高加抽汽參與調(diào)頻可大幅拓寬機(jī)組的負(fù)荷調(diào)整范圍。王國凱等[5]提出通過高加抽汽門節(jié)流調(diào)整汽輪機(jī)高加抽汽流量響應(yīng)一次調(diào)頻的新方法，但并未進(jìn)行深入研究。筆者通過建立大型機(jī)組一次調(diào)頻仿真模型研究了高加抽汽參與負(fù)荷調(diào)節(jié)的可行性。

2 一次調(diào)頻仿真模型改進(jìn)

火電機(jī)組一次調(diào)頻的建模研究已比較成熟，但均將機(jī)組回?zé)岢槠亢喕癁殡S負(fù)荷線性變化，未能反映出汽輪機(jī)本體通流部分與回?zé)峒訜崞鞯南嗷プ饔?。筆者對文獻(xiàn)[6]通流及回?zé)岵糠帜Ｐ妥隽烁倪M(jìn)，以研究通過調(diào)整回?zé)岢槠M(jìn)行負(fù)荷調(diào)節(jié)時機(jī)組功率的動態(tài)特性。

2.1汽輪機(jī)通流部分模型

汽輪機(jī)通流部分模型采用弗留格爾公式描述，以回?zé)岢槠c(diǎn)為界劃分通流級組。級組內(nèi)壓力與流量關(guān)系滿足[7]：

(1)

式中：G0為額定工況級組內(nèi)流量，kg/s；p10為額定工況級組前壓力，kPa；p20為額定工況級組后壓力，kPa；T0為額定工況級組前蒸汽溫度，K；G1為變工況級組內(nèi)流量，kg/s；p11為變工況級組前壓力，kPa；p21為變工況級組后壓力，kPa；T1為變工況級組前蒸汽溫度，K。

由于仿真模型用于分析機(jī)組參與一次調(diào)頻的動態(tài)特性，負(fù)荷變化不大，故認(rèn)為級組相對內(nèi)效率保持不變。

2.2抽汽管道模型

根據(jù)流體力學(xué)基本原理，抽汽管道的流量與壓差關(guān)系采用如下模型描述：

(2)

式中：pm為汽輪機(jī)抽汽點(diǎn)壓力，kPa；pn為加熱器殼側(cè)壓力，kPa；Gi為抽汽流量，kg/s；f為抽汽管道阻力系數(shù)，其大小取決于抽汽擋板開度。

2.3回?zé)峒訜崞髂Ｐ?/p>

回?zé)峒訜崞鞣譃楸砻媸郊訜崞骱突旌鲜郊訜崞鳌；旌鲜郊訜崞鲀H用于熱力除氧，其建模方法與表面式加熱器類似。

表面式加熱器分為過熱段、凝結(jié)段與過冷段。由于過熱段與過冷段能量交換較少故將其折算到凝結(jié)段建模。根據(jù)質(zhì)量守恒、能量守恒及換熱方程可得如下關(guān)系式：

殼側(cè)質(zhì)量守恒方程

(3)

殼側(cè)能量守恒方程

Gehe+Gucwtu-Gdcwtd-Q=A+B

(4)

管側(cè)能量守恒方程

(5)

殼側(cè)與管側(cè)換熱方程

(6)

式中：Ge為加熱器抽汽流量，kg/s；Gu為加熱器流進(jìn)疏水流量，kg/s；Gd為加熱器疏水流量，kg/s；V′、V″為加熱器殼側(cè)汽、水容積，m3；ρ′、ρ″為加熱器殼側(cè)壓力對應(yīng)的飽和水、汽密度，kg/m3；he為抽汽比焓，kJ/kg；tu為上級加熱器疏水溫度，℃；td為加熱器疏水溫度，℃；cw為疏水比體積，m3/kg；ct為管道金屬比體積，m3/kg；cs為殼側(cè)金屬比體積，m3/kg；Q為殼側(cè)與管側(cè)換熱量，kW；e′、e″為殼側(cè)壓力對應(yīng)的飽和水、汽比能，kJ/kg；Xe為殼側(cè)金屬參與換熱有效系數(shù)；Ms為殼側(cè)金屬質(zhì)量，kg；ts為殼側(cè)壓力對應(yīng)的飽和溫度，℃；G為給水流量，kg/s；t1、t2為給水進(jìn)出口溫度，℃；Vt為給水管道容積，m3；Mt為管道金屬質(zhì)量，kg；k為傳熱系數(shù)，kW/(m2·K)；A為殼側(cè)與管側(cè)換熱面積，m2。

經(jīng)推導(dǎo)可得表面式加熱器出口水溫和殼側(cè)壓力變化：

(7)

(8)

C=Gehe+Gucwtu-Gdcwtd-Q，

式中：ps為殼側(cè)壓力，kPa。

3 數(shù)值仿真試驗

3.1仿真模型有效性驗證

該機(jī)組回?zé)嵯到y(tǒng)為典型的3臺高加、4臺低加和1臺除氧器配置。為驗證仿真模型的準(zhǔn)確性，在額定工況下進(jìn)行高壓調(diào)節(jié)閥階躍擾動試驗(見圖1)和凝結(jié)水節(jié)流試驗(見圖2)，觀察機(jī)組功率響應(yīng)。

為降低節(jié)流損失，通常超超臨界機(jī)組僅預(yù)備5%的高壓調(diào)節(jié)閥節(jié)流用于響應(yīng)一次調(diào)頻[8]。由圖1可見：高壓調(diào)節(jié)閥由正常開度全開后，機(jī)組功率迅速增大，由于再熱器中間容積的滯后效應(yīng)，機(jī)組功率在調(diào)節(jié)閥擾動40s后達(dá)到最大值1029.5MW；隨后由于主蒸汽壓力下降，鍋爐儲汽量減少，機(jī)組功率逐漸回落。由圖2可見：凝結(jié)水量階躍下降50%后，由于低加回?zé)岢槠髁恐饾u減少，機(jī)組功率經(jīng)60s上升了約25MW。仿真試驗負(fù)荷變化量與理論計算值一致，動態(tài)趨勢合理，與文獻(xiàn)[9-10]一次調(diào)頻動態(tài)試驗結(jié)果相符，驗證了仿真模型的有效性。

3.2高壓加熱器抽汽參與負(fù)荷調(diào)節(jié)

由第3.1節(jié)分析可知，由于直流鍋爐蓄熱很少，高壓調(diào)節(jié)閥由正常開度階躍全開，負(fù)荷增加量不足額定負(fù)荷的3%，遠(yuǎn)低于電網(wǎng)一次調(diào)頻上限不得低于6%額定功率的考核要求。而凝結(jié)水節(jié)流負(fù)荷調(diào)整能力有限，在低負(fù)荷時甚至喪失一次調(diào)頻能力。筆者基于仿真模型通過調(diào)節(jié)1號、2號及3號高加抽汽門開度調(diào)整高加抽汽流量，觀察機(jī)組的功率響應(yīng)。將高加抽汽門開度關(guān)小至30%，由于抽汽管道阻力增大，抽汽流量減小，給水溫度逐漸下降，經(jīng)過60s由289℃降低至270℃。而機(jī)組功率變化(見圖3)經(jīng)過20s迅速上升至1050MW，顯示了良好負(fù)荷調(diào)整能力。

3.3機(jī)爐兩側(cè)共同響應(yīng)一次調(diào)頻策略

與凝結(jié)水節(jié)流技術(shù)相比，通過調(diào)整高加抽汽流量參與一次調(diào)頻具有更大的負(fù)荷調(diào)整能力。由于高加抽汽流量頻繁的變化會使加熱器及給水管道承受熱應(yīng)力，為此筆者提出如下的優(yōu)化控制策略：對于低于0.1Hz的小幅度電網(wǎng)頻率擾動，利用鍋爐蓄熱足以響應(yīng)電網(wǎng)的負(fù)荷變化，可采用傳統(tǒng)的控制策略，通過改變高壓調(diào)節(jié)閥開度響應(yīng)一次調(diào)頻；對于高于0.1Hz的大幅度電網(wǎng)頻率擾動，機(jī)爐兩側(cè)共同響應(yīng)一次調(diào)頻，在改變高壓調(diào)節(jié)閥開度的同時，根據(jù)功率偏差調(diào)節(jié)高加抽汽門開度，快速改變機(jī)組功率。基于仿真模型對控制策略進(jìn)行驗證，假設(shè)電網(wǎng)頻率發(fā)生周期為60s，幅值為0.2Hz的擾動，圖4仿真試驗結(jié)果顯示采用機(jī)爐兩側(cè)共同響應(yīng)一次調(diào)頻的控制策略，機(jī)組功率可快速跟隨目標(biāo)功率值，升級了一次調(diào)頻性能。

4 結(jié)語

針對大型直流鍋爐蓄熱不足、一次調(diào)頻能力弱的問題，提出了通過調(diào)整高加抽汽流量改變機(jī)組負(fù)荷，機(jī)爐兩側(cè)共同參與一次調(diào)頻的控制策略：對于小于0.1Hz的小幅度頻率擾動，通過高壓調(diào)節(jié)閥節(jié)流進(jìn)行負(fù)荷調(diào)節(jié)；對于超過0.1Hz的大幅度頻率擾動，僅利用鍋爐蓄熱難以達(dá)到目標(biāo)功率值，汽輪機(jī)側(cè)同時依靠調(diào)整高加抽汽流量參與負(fù)荷調(diào)節(jié)。通過仿真試驗對控制策略的有效性進(jìn)行了驗證。值得注意的是，由于所述控制策略釋放了汽輪機(jī)側(cè)儲能，降低了給水溫度，因此鍋爐側(cè)應(yīng)通過燃料量和給水量的動態(tài)超調(diào)使機(jī)組盡快恢復(fù)穩(wěn)定。

[1] 黃衛(wèi)劍, 張曦, 陳世和, 等. 提高火電機(jī)組一次調(diào)頻響應(yīng)速度[J]. 中國電力, 2011, 44(1): 73-77.

[2] 鄧拓宇, 田亮, 劉吉臻. 超超臨界直流鍋爐蓄熱能力的定量分析[J]. 動力工程學(xué)報, 2012, 32(1): 10-14, 20.

[3] 姚峻, 陳維和. 900MW超臨界機(jī)組一次調(diào)頻試驗研究[J]. 華東電力, 2006, 34(8): 84-87.

[4] 姚峻, 祝建飛, 金峰. 1000MW機(jī)組節(jié)能型協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)的設(shè)計與應(yīng)用[J]. 中國電力, 2010, 43(6): 79-84.

[5] 王國凱, 張峰, 展宗波, 等. 凝結(jié)水節(jié)流技術(shù)在電廠的應(yīng)用探討[J]. 內(nèi)蒙古電力技術(shù), 2011, 29(2): 45-47.

[6] 游健. 汽輪機(jī)組一次調(diào)頻性能分析及優(yōu)化改進(jìn)[D]. 南京: 東南大學(xué), 2013.

[7] 康松, 楊建明, 胥建群. 汽輪機(jī)原理[M]. 北京: 中國電力出版社, 2000.

[8] 馮偉忠. 1000MW超超臨界汽輪機(jī)蒸汽參數(shù)的優(yōu)化及討論[J]. 動力工程, 2007, 27(3): 305-309, 331.

[9] 王舒. 1000MW超超臨界機(jī)組一次調(diào)頻的研究與優(yōu)化[D]. 保定: 華北電力大學(xué), 2013.

[10] 張寶, 童小忠, 羅志浩, 等. 凝結(jié)水節(jié)流調(diào)頻負(fù)荷特性測試與評估[J]. 浙江電力, 2013, 32(2): 48-51.

Optimization on Primary Frequency Regulation of Large Power Units

Tang Keyi, Yang Jianming, Cai Xidong

(School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China)

To solve the problem that large power units have poor primary frequency regulation performance due to limited energy storage in the concurrent boiler, an optimization method was proposed for primary frequency regulation by adjusting the amount of extracted steam to high-pressure heaters when severe grid frequency deviation happens. Mutual effects of both the turbine and the regenerative system were achieved by modifying common simulation models of large power units, based on which the optimization method was verified. Results show that the proposed method can remarkably widen the range and improve the performance of frequency regulation.

power unit; primary frequency regulation; boiler heat storage; regenerative extraction steam

2016-03-18

湯可怡(1990—)，男，在讀碩士研究生，研究方向為熱力發(fā)電過程仿真與控制。

E-mail: allentkeyi2@163.com

TM711

A

1671-086X(2016)06-0374-04