火电机组深度调峰工况下炉侧蓄热系数对一次调频能力的影响分析

doi:10.12096/j.2096-4528.pgt.24023

火电机组深度调峰工况下炉侧蓄热系数对一次调频能力的影响分析

李展¹, 杨振勇¹, 刘磊¹, 陈振山¹, 季卫鸣², 洪烽²

1.华北电力科学研究院有限责任公司，北京市西城区 100045

2.华北电力大学控制与计算机工程学院，北京市昌平区 102206

Analysis of the Influence of Furnace Side Heat Storage Coefficient on Primary Frequency Modulation Capacity Under Deep Modulation Condition of Thermal Power Unit

LI Zhan¹, YANG Zhenyong¹, LIU Lei¹, CHEN Zhensan¹, JI Weiming², HONG Feng²

1.North China Electric Power Research Institute Co. , Ltd. , Xicheng District, Beijing 100045, China

2.School of Control and Computer Engineering, North China Electric Power University, Changping District, Beijing 102206, China

编委: 周文静

收稿日期: 2024-01-31

基金资助:

国家自然科学基金项目. 52376007

Received: 2024-01-31

作者简介 About authors

李展(1990)，男，硕士，工程师，主要从事火电机组一次调频特性研究，huadianlizhan@163.com；

季卫鸣(1997)，男，博士研究生，研究方向为新型储能-发电系统联合支撑电网调频优化配置与协调控制、智能灵活发电等；

洪烽(1991)，男，博士，副教授，主要从事新型储能-发电系统优化配置与协调控制、智能灵活发电等研究工作，hongf@ncepu.edu.cn。

摘要

为研究火电机组深度调峰工况下炉侧蒸发段、过热段蓄热系数对机组一次调频能力的影响，以暂态稳定程序PSD-BPA中的典型模型为基础，同时考虑火电机组实际以炉跟机协调方式下的控制逻辑，搭建适用于火电深度调峰工况下的精细化仿真模型。通过某额定功率 $P_{e}$ 为1 000 MW直流炉在35% $P_{e}$ 工况点的实际一次调频数据，验证了模型的正确性。以仿真模型为基础，定性分析深度调峰工况下炉侧蒸发段及过热段蓄热系数对机组一次调频能力的影响，结果发现：炉侧蒸发段蓄热系数越小，机组的一次调频响应能力越强；炉侧过热段蓄热系数越大，对机组一次调频越友好，通过增、减蒸发段和过热段蓄热系数可以提高机组的调频能力。另外，建立的一次调频精细化模型可以为电力生产、监管部门提供火电机组一次调频裕度分析，有利于新型电力系统的安全运行。

关键词： 火电机组 ; 深度调峰 ; 蓄热系数 ; 仿真模型 ; 调频裕度

Abstract

In order to study the influence of the heat storage coefficient of the furnace side evaporation section and superheating section on the primary frequency modulation capacity of the thermal power unit under the deep modulation working conditions, a refined simulation model suitable for the thermal power under the deep modulation working condition was built, based on the typical model in the transient stability program PSD-BPA, and the control logic of the thermal power unit under the actual furnace-machine coordination mode. The correctness of the model was verified by the actual primary frequency modulation data of a DC furnace with a rated power $P_{e}$ of 1 000 MW at 35% $P_{e}$ working conditions. Through the simulation model, the influence of the heat storage coefficient of the evaporation section and the superheat section of the furnace side on the primary frequency modulation capacity of the unit under the deep modulation condition was explored. It is found that the smaller the heat storage coefficient of the evaporation section on the furnace side, the stronger the primary frequency modulation response ability of the unit. The larger the heat storage coefficient of the superheated section on the furnace side, the more friendly it is to the primary frequency modulation of the unit. The frequency regulation capability of the unit can be improved by increasing or decreasing the heat storage coefficient in the evaporation and overheat sections. In addition, the refined model of primary frequency regulation established can provide analysis of the margin of primary frequency regulation for thermal power units for power production and regulatory authorities, which is beneficial for the safety of new power systems.

Keywords： thermal power unit ; deep modulation ; thermal storage coefficient ; simulation model ; frequency modulation margin

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本文引用格式

李展, 杨振勇, 刘磊, 陈振山, 季卫鸣, 洪烽. 火电机组深度调峰工况下炉侧蓄热系数对一次调频能力的影响分析. 发电技术[J], 2024, 45(2): 226-232 DOI:10.12096/j.2096-4528.pgt.24023

LI Zhan, YANG Zhenyong, LIU Lei, CHEN Zhensan, JI Weiming, HONG Feng. Analysis of the Influence of Furnace Side Heat Storage Coefficient on Primary Frequency Modulation Capacity Under Deep Modulation Condition of Thermal Power Unit. Power Generation Technology[J], 2024, 45(2): 226-232 DOI:10.12096/j.2096-4528.pgt.24023

0 引言

随着新型电力系统建设的不断推进，对火电机组调节支撑能力提出了更高要求，深度调峰等极端工况下的调频能力更需加强^[1]。

近年来，大量学者对常规工况下火电机组调频建模问题开展深入研究。文献[2]创新性地提出了高压缸功率自然过调系数的概念，大大提高了再热式汽轮机仿真模型的精确度。文献[3]依据最小二乘法对机组实际调频数据进行辨识，进而分析了调频死区和不等率对机组一次调频能力的影响。文献[4]将汽轮机阀门流量特性、主汽压力等机组调频关键因素融入新模型，修正后的模型能更好地反映机组实际的一次调频功率响应特性。文献[5]为消除人为选取稳态值造成的调频建模误差，提出一种改进的群智能算法，解除了常规阶跃响应辨识要求初始与结束状态必须在稳态的限制。文献[6]建立了考虑流动与传热的锅炉-汽机耦合调频模型，并验证了耦合模型的正确性。文献[7]对超超临界百万机组深度调峰进行相关的试验研究，为其他机组深度调峰提供了参考。文献[8]对某超临界流化床机组进行控制策略优化，保证机组深度调峰运行的稳定性。文献[9]分析机组汽水侧蓄热系数随负荷变化所呈现的规律，提出汽水侧蓄热系数的定量计算方法。

随着火电机组深度调峰工况运行时间增长，机组炉侧参数不稳定性持续增加，加深了炉侧蓄热系数等相关参数对机组调频能力的影响，若套用现有常规高度简化的调频模型，仿真效果将不尽如人意^[10]。本文考虑机组在深度调峰工况下相关炉侧参数的影响，按照机组实际协调方式控制策略，搭建了深度调峰工况下的精细化一次调频模型，并对炉侧蒸发段及过热段蓄热系数对机组一次调频能力的影响进行定量分析，有利于更准确地分析、预测机组的一次调频能力。

1 深度调峰工况一次调频精细化模型搭建

1.1 模型概述

在深度调峰工况下，机组燃料、给水等严重偏离原机组设计参数，导致主蒸汽压力、蓄热系数等炉侧参数较常规工况有较大区别，且这些参数对机组的一次调频响应影响较大^[11]。本文以暂态稳定程序PSD⁃BPA中的GK、GA、GX及TB等经典调速模型^[12]为基础，搭建了深度调峰工况下的一次调频精细化模型^[13]，如图1所示。其中GK模型为机组一次调频发生后汽机综合阀位生成模型；GA模型为汽机调门油动机模型；TB模型为汽轮机功率生成模型；GX模型为机组燃烧模型。鉴于本文研究的蓄热系数主要影响GX模型，下面对GX模型的搭建过程进行详细说明。

图1

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图1 深度调峰工况下一次调频精细化模型示意图

Fig. 1 Refined model of primary frequency regulation under deep regulation condition

1.2 锅炉制粉系统模型

由于锅炉制粉系统需要经过原煤的长距离输送、研磨、分离、一次风机输送等环节，导致系统延迟性较大，可将制粉系统简化为一阶惯性纯延迟环节^[14]：

μ_{1} = \frac{e^{- τ s}}{c_{0} s + 1} μ_{2}

(1)

式中： $μ_{1}$ 为炉膛给粉量， $k g / s$ ； $μ_{2}$ 为燃料主控指令， $k g / s$ ； $τ$ 为原煤输送环节的纯延迟时间，s； $c_{0}$ 为制粉系统研磨时间， $s$ 。

1.3 锅炉汽水系统模型

工程上常将锅炉给水在水冷壁的加热过程分解成多个微小的加热扰动过程，根据质量守恒、动量守恒、能量守恒等定律，锅炉蒸发段蓄热系数表示为

\begin{array}{l} C_{z} = \frac{P}{m_{z}} \cdot \frac{(v_{s 1} - v_{01}) (m_{s 1} \frac{d h_{s}}{d p_{s}} + m_{01} \frac{d h_{0}}{d p_{0}} + m_{z} \frac{d h_{0}}{d p_{0}})}{(v_{s 1} - v_{01}) (h_{01} + h_{s 1}) + v_{s 1} (h_{01} + h_{s 1})} \\ \begin{matrix}  \end{matrix} + \frac{(h_{01} + h_{s 1}) (m_{s 1} \frac{d v_{s}}{d p_{s}} + m_{01} \frac{d v_{0}}{d p_{0}})}{(v_{s 1} - v_{01}) (h_{01} + h_{s 1}) + v_{s 1} (h_{01} + h_{s 1})} \end{array}

(2)

式中： $C_{z} 为蒸发段蓄热系数$ ， $M J / M P a$ ； $m_{z} 为$ 过热蒸汽流量，kg/s； $v_{0}$ 、 $v_{01}$ 分别为加热蒸发段过热蒸汽小扰动前、后比体积， $m^{3} / k g$ ； $v_{s}$ 、 $v_{s 1}$ 分别为加热蒸发段饱和水微小扰动前、后比体积， $m^{3} / k g$ ； $h_{0}$ 、 $h_{01}$ 分别为加热蒸发段过热蒸汽小扰动前、后比焓， $k J / k g$ ； $h_{s}$ 、 $h_{s 1}$ 分别为加热蒸发段饱和水小扰动前、后比焓， $k J / k g$ ； $m_{01}$ 、 $m_{s 1}$ 分别为微小加热扰动后过热蒸汽流量及饱和水流量， $k g$ ；P为加热蒸发段出口蒸汽压力， $P a$ ； $p_{s}$ 为加热蒸发段饱和水小扰动前压力，Pa， $p_{0}$ 为加热蒸发段过热蒸汽小扰动前压力，Pa。

若忽略各过热器受热面减温水及蒸汽少量泄漏，根据各过热器受热面管内工质质量守恒、动量守恒及能量守恒定律得出：

C_{s h} = \frac{d (D_{s})}{d (P_{g})} = v_{m} \frac{d (ρ_{w})}{d (P_{g})}

(3)

K_{1} = \frac{m_{0}}{\sqrt[]{(P_{1} - P_{T}) / P_{T}}}

(4)

式中： $D_{s}$ 为过热器蒸汽流量， $k g / s$ ； $P_{g}$ 为过热器出口压力， $P a$ ； $v_{m}$ 为过热器管道总容积， $m^{3}$ ； $ρ_{w}$ 为过热器工质平均密度， $k g / m^{3}$ ； $C_{s h}$ 为锅炉蓄热系数； $K_{1}$ 为过热器压损系数； $P_{1}$ 为过热器蒸汽出口压力， $P a$ ； $P_{T}$ 为汽轮机入口蒸汽压力， $P a$ ； $m_{0}$ 为过热器出口蒸汽流量。

根据式(1)、(3)、(4)，通过Simulink中的相关功能块进行GX燃烧模型搭建，如图2所示。为验证模型的正确性，以某额定功率 $P_{e}$ 为1 000 MW的机组为例，选择深度调峰工况点为35% $P_{e}$ 时，进行6 r/min减负荷方向阶跃扰动仿真试验，选择主汽压力、机组功率2个重要状态参数进行仿真，并与实际数据对比，结果如图3、4所示。

图2

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图2 GX燃烧模型

Fig. 2 GX combustion model

图3

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图3 功率参数对比

Fig. 3 Comparison of power parameters

图4

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图4 压力参数对比

Fig. 4 Comparison of pressure parameters

为表征仿真模型的精确度大小，引进系数 $R^{2}$ 作为模型仿真曲线与实际曲线的拟合度系数^[15]，系数越大，仿真模型的精确度越高。计算公式为

R^{2} = 1 - \frac{\sum_{i = 1}^{n} {(y_{i} - {\hat{y}}_{i})}^{2}}{\sum_{i = 1}^{n} {(y_{i} - {\bar{y}}_{i})}^{2}}

(5)

式中： $y_{i}$ 为实测值； ${\hat{y}}_{i}$ 为仿真值； ${\bar{y}}_{i}$ 为实测值均值。

机组在35% $P_{e}$ 时机组功率、主汽压力参数的 $R^{2}$ 值，如表1所示。可以看到，仿真数据与实际数据偏差较小，可以认为仿真模型精度较高。

表1 35% $P_{e}$ 工况下 $R^{2}$ 值

Tab. 1 $R^{2}$ value under working condition of 35% $P_{e}$

特征参数

扰动转差/（r/min）

R^{2}

机组功率

主汽压力

0.898

0.973

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2 炉侧蓄热系数对一次调频的影响

锅炉蓄热系数可分为蒸发段蓄热系数和过热段蓄热系数2部分，每部分又包含汽水蓄热和金属蓄热。在不同的压力及负荷下，锅炉的蓄热系数变化较大，尤其是在机组低负荷的情况下，锅炉的蓄热系数更加不稳定。随着压力的升高，金属蓄热系数减小，汽水蓄热系数变化较小，总锅炉蓄热系数会减小^[16]。

为分析深度调峰工况下蓄热系数(本文所描述的蓄热系数均指总蓄热系数)对机组一次调频能力的影响，选择35% $P_{e}$ 工况点，使用定性分析方法，探究蒸发段蓄热系数、过热段蓄热系数2个参数对系统的影响。

2.1 蒸发段蓄热系数对一次调频的影响

选用文献[13]中的仿真参数作为参考，以蒸发段蓄热系数100为基础，另选择2个对照参数10、300进行仿真实验。在仿真程序加入6 r/min增、减负荷2个方向的扰动，观察机组功率、主汽压力2个特征参数的变化规律。6 r/min减、增负荷2个方向的机组功率变化规律分别如图5、6所示，可以看出，随着蒸发段蓄热系数增加，机组负荷响应时间增长，即蒸发段蓄热系数越大，越不利于机组一次调频。由于汽包炉蒸发段蓄热系数一般比同等容量的直流炉大，进而导致汽包炉的负荷响应比直流炉响应慢。另外，由于一次调频要求机组在短时间内快速动作负荷，同等条件下直流炉在一次调频方面的表现更为出色。图7、8分别为6 r/min增、减负荷扰动下主汽压力变化规律图。可以看出，由于蒸发段蓄热系数不同，在稳定工况且同等数量的燃料及给水情况下，主汽压力会随着蓄热系数的减小而略微升高^[17]。但在扰动下，蓄热系数对压力的响应时间基本相同。按常理假设过热蓄热系数相同，蒸发段蓄热系数越大，通过锅炉主控对主汽压力进行调节的惯性延迟时间就会越长，最终会造成机组主汽压力变化幅度增大，与仿真结果相似^[18]。

图5

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图5 不同蒸发段蓄热系数下6 r/min减负荷方向机组功率变化图

Fig. 5 Power variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load reduction under different evaporation section heat storage coefficient

图6

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图6 不同蒸发段蓄热系数下6 r/min增负荷方向机组功率变化图

Fig. 6 Power variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load increase under different evaporation section heat storage coefficient

图7

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图7 不同蒸发段蓄热系数下6 r/min减负荷方向主汽压力变化图

Fig. 7 Pressure variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load reduction under different evaporation section heat storage coefficient

图8

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图8 不同蒸发段蓄热系数下6 r/min增负荷方向主汽压力变化图

Fig. 8 Pressure variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load increase under different evaporation section heat storage coefficient

2.2 过热段蓄热系数对一次调频的影响

选用文献[13]中的仿真参数作为参考，以过热段蓄热系数10为基础，另选择2个对照参数100、300进行仿真实验。在仿真程序中加入6 r/min增、减负荷2个方向的扰动，以此观察机组的功率、主汽压力2个特征参数的变化规律。

图9、10分别为机组减负荷方向调频动作时功率及压力变化趋势，可以看出，过热段蓄热系数越大，机组功率在调频动作的初始阶段响应越快，但机组压力在动作初始时刻变化较慢。这是由于在汽机调门向减小的方向动作相同的阀位后，过热段蓄热系数大的机组吸收的热量比较多，导致压力上涨滞后，进而功率在初始时刻下降快。

图9

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图9 不同过热段蓄热系数下6 r/min减负荷方向机组功率变化图

Fig. 9 Power variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load reduction under different heat storage coefficient of superheat section

图10

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图10 不同过热段蓄热系数下6 r/min减负荷方向机组主汽压力变化图

Fig. 10 Pressure variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load reduction under different heat storage coefficient of superheat section

图11、12分别为机组增负荷方向一次调频动作后的功率及压力变化趋势。可以看出，过热段蓄热系数越大，机组功率在调频动作时响应时间越短。这是由于过热段蓄热系数越大，当汽机调门向增大的方向动作相同的阀位后，过热段蓄热系数大的机组释放的热量比较多，导致压力下降滞后。综上所述，过热段蓄热系数越大，对一次调频来说越友好。

图11

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图11 不同过热段蓄热系数下6 r/min增负荷方向机组功率变化图

Fig. 11 Power variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load increase under different heat storage coefficient of superheat section

图12

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图12 不同过热段蓄热系数下6 r/min增负荷方向主汽压力变化图

Fig. 12 Pressure variation diagram of the unit in the direction of 6 r/min load increase under different heat storage coefficient of superheat section

3 结论

以暂态稳定程序PSD-BPA中的典型模型为基础，搭建了适用于火电深度调峰工况下的精细化仿真模型，并以此模型为基础，定性研究了蒸发段、过热段蓄热系数对机组一次调频的影响，得出以下结论：

1）通过对某额定功率为1 000 MW的机组在35% $P_{e}$ 工况6 r/min扰动下的实际一次调频数据与模型仿真数据进行比较，验证了建立的精细化模型具有较高的准确度。

2）随着蒸发段蓄热系数增大，机组负荷响应时间增加，即蒸发段蓄热系数越小，越利于机组一次调频的快速动作。

3）随着过热段蓄热系数增大，机组调频动作时响应时间缩短，即过热段蓄热系数越大，越利于机组一次调频动作。

4）通过减少机组蒸发段受热面积、增大过热段受热面积等改变蓄热系数，可提高火电机组的一次调频能力。

参考文献

原文顺序

文献年度倒序

文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

[1]

袁岑颉，戴敏敏，周旭，等．

电力市场环境下火电机组调频性能提升研究

[J]．浙江电力， 2022， 41(6)： 84-91．