燃气轮机联合循环机组一次调频能力分析与优化方法研究

第３７卷ꎬ总第２１８期２０１９年１１月ꎬ第６期

«节能技术»

ＥＮＥＲＧＹＣＯＮＳＥＲＶＡＴＩＯＮＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹＶｏｌ􀆰３７ꎬＳｕｍ􀆰Ｎｏ􀆰２１８

Ｎｏｖ􀆰２０１９ꎬＮｏ􀆰６

燃气轮机联合循环机组一次调频能力分析

与优化方法研究

孙　鹏１ꎬ关　琦１ꎬ范元亮２ꎬ３

(１.中国船舶重工集团公司第７０３研究所ꎬ黑龙江哈尔滨１５００７８ꎻ２.国网福建省电力有限公司电力科学研究院ꎬ

福建福州３５０００７ꎻ３.福建省高供电可靠性配电技术企业重点实验室ꎬ福建福州３５０００７)摘　要:为实现燃气－蒸汽联合循环机组一次调频能力的分析与优化ꎬ构建了能够考虑燃气轮机、余热锅炉、汽轮发电机组等主设备出力调节速率限制因素ꎬ并且可以兼顾机组运行状态分析的通用燃气－蒸汽联合循环机组一次调频能力分析模型ꎮ对不同发电负荷下联合循环机组一次调频能力及其影响因素进行了分析ꎬ并提出了通过机组一次调频响应滞后时间补偿、实际转速不等率补偿两种方法来实现机组一次调频能力的优化ꎮ

关键词:燃气轮机ꎻ联合循环ꎻ一次调频ꎻ建模仿真ꎻ优化方法

中图分类号:ＴＫ４７２＋.５　文献标识码:Ａ　文章编号:１００２－６３３９(２０１９)０６－０４９３－０６

ＲｅｓｅａｒｃｈｏｎＡｎａｌｙｓｉｓａｎｄＯｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎＭｅｔｈｏｄｏｆＰｒｉｍａｒｙＦｒｅｑｕｅｎｃｙ

ＭｏｄｕｌａｔｉｏｎＣａｐａｂｉｌｉｔｙｏｆＧａｓ－ｓｔｅａｍＣｏｍｂｉｎｅｄＣｙｃｌｅＵｎｉｔ

(１.ＣＳＩＣＨａｒｂｉｎＮｏ.７０３ＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅꎬＨａｒｂｉｎ１５００７８ꎬＣｈｉｎａꎻ２.ＳｔａｔｅＧｒｉｄＦｕｊｉａｎＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒ

ＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅꎬＦｕｚｈｏｕ３５０００７ꎬＣｈｉｎａꎻ３.ＦｕｊｉａｎＰｒｏｖｉｎｃｉａｌＥｎｔｅｒｐｒｉｓｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆ

ＨｉｇｈＲｅｌｉａｂｌｅＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＤｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＦｕｚｈｏｕ３５０００７ꎬＣｈｉｎａ)

ＳＵＮＰｅｎｇ１ꎬＧＵＡＮＱｉ１ꎬＦＡＮＹｕａｎ－ｌｉａｎｇ２ꎬ３

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏａｎａｌｙｚｅａｎｄｏｐｔｉｍｉｚｅｔｈｅｐｒｉｍａｒｙｆｒｅｑｕｅｎｃｙｍｏｄｕｌａｔｉｏｎｃａｐａｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｇａｓ－ｓｔｅａｍｃｏｍｂｉｎｅｄｃｙｃｌｅｕｎｉｔꎬａｇｅｎｅｒａｌｐｒｉｍａｒｙｆｒｅｑｕｅｎｃｙｍｏｄｕｌａｔｉｏｎｃａｐａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓｍｏｄｅｌｏｆｇａｓ－ｓｔｅａｍｃｏｍｂｉｎｅｄｃｙｃｌｅｕｎｉｔｗａｓｃｏｎｓｔｒｕｃｔｅｄꎬｗｈｉｃｈｃａｎｉｎｃｌｕｄｅｔｈｅｏｕｔｐｕｔｒｅｇｕｌａｔｉｏｎｒａｔｅｏｆｍａｉｎｅｑｕｉｐｍｅｎｔｓｕｃｈａｓｇａｓｔｕｒｂｉｎｅꎬｗａｓｔｅｈｅａｔｂｏｉｌｅｒａｎｄｔｕｒｂｏｇｅｎｅｒａｔｏｒ.Ｔｈｅｐｒｉｍａｒｙｆｒｅｑｕｅｎｃｙｍｏｄｕｌａｔｉｏｎｃａｐａｂｉｌｉｔｙａｎｄｉｔｓｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇｆａｃｔｏｒｓｏｆｔｈｅｃｏｍｂｉｎｅｄｃｙｃｌｅｕｎｉｔｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｏｗｅｒｇｅｎｅｒａｔｉｏｎｌｏａｄｓｗｅｒｅａｎａ￣ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ.

ｗｈｉｃｈａｒｅｔｈｅｐｒｉｍａｒｙｆｒｅｑｕｅｎｃｙｒｅｓｐｏｎｓｅｌａｇｗｉｔｈｔｉｍｅｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎꎬａｎｄｔｈｅａｃｔｕａｌｓｐｅｅｄｕｎｅｑｕａｌｒａｔｅＫｅｙｗｏｒｄｓ:ｇａｓｔｕｒｂｉｎｅꎻｃｏｍｂｉｎｅｄｃｙｃｌｅꎻｐｒｉｍａｒｙｆｒｅｑｕｅｎｃｙｍｏｄｕｌａｔｉｏｎꎻｍｏｄｅｌｉｎｇａｎｄｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎻｏｐｔｉｍｉ￣ｚａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄ

ｌｙｚｅｄ.Ｔｗｏｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｓｆｏｒｐｒｉｍａｒｙｆｒｅｑｕｅｎｃｙｍｏｄｕｌａｔｉｏｎｃａｐａｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅｕｎｉｔａｒｅｐｒｏｐｏｓｅｄꎬ

收稿日期　２０１９－０９－１０　　修订稿日期　２０１９－０９－２７作者简介:孙鹏(１９８１~)ꎬ男ꎬ高级工程师ꎬ主要从事燃气轮机

总体设计及系统流成工作ꎮ

　　电力系统频率是影响电力系统安全稳定运行的重要因素ꎬ发电机组一次调频能够有效控制频率偏差ꎬ保证电网运行稳定性[１－３]ꎮ燃气－蒸汽联合循

􀅰４９３􀅰

环作为一种高效洁净燃煤发电技术ꎬ对其一次调频机组的一次调频能力分析与优化方面ꎬ张应田等[７]

能力的分析与优化有重要的意义[４－６]ꎮ在联合循环以某“二拖一”型联合循环机组为例ꎬ对典型联合循环机组的布置方式、一次调频的实现方法与调频性能进行了分析ꎻ李海峰等[８]分析了某联合循环机组一次调频的基本应用策略ꎬ并提出利用一体化控制模式来实现一次调频ꎻ吴海滨[９]对某联合循环机组一次调频响应特性不达标的原因进行了分析ꎬ并通过对自动控制逻辑中的调频死区、调频幅度等进行优化实验ꎬ优化机组一次调频性能ꎬ使其满足电网调度要求ꎮ

通过调节压气机进口导叶角(ＩＧＶ)来调节空气流量ꎬ一定大气参数Ｔａ、ｐａ的空气在压气机中压缩ꎬ在燃烧室中与燃料ｇｆ充分混合燃烧ꎬ产生高温高压的燃气在透平中膨胀做功ꎮ本文通过模块化建模ꎬ将燃气轮机结构分为压气机、燃烧室和透平三大模块ꎬ如图２所示ꎮ根据燃气轮机机理ꎬ按照质量、能量、动量守恒原理和热力学、传热学、流体力学等基本关系式ꎬ对各部件的热动力学特性进行分析获得各部件特性方程ꎬ并建立相应仿真模块ꎬ得到整体仿真模型ꎮ

本文针对燃气－蒸汽联合循环机组一次调频能力分析与优化方法进行研究ꎬ建立了通用的燃气－蒸汽联合循环机组一次调频能力分析模型ꎬ并对联合循环机组的一次调频能力及部分主要影响因素进行了分析ꎬ最后对机组一次调频能力的优化方法进行了设计ꎮ

１　联合循环机组一次调频能力分建立

析模型

１.１　燃气系统分析

－蒸汽联合循环机组一次调频能力ꎬ不仅

由一次调频不等率和死区决定ꎬ还受到机组运行状态的影响ꎬ包括燃气轮机、余热锅炉、汽轮机、发电机等主设备的出力调节速率限制因素ꎬ辅机设备运行的影响ꎬ大气污染物处理系统的影响ꎬ供热方式的影响ꎬ主辅设备协调控制的影响等ꎮ因此ꎬ建立燃气机组一次调频能力数学模型ꎬ不仅要考虑一次调频的实现ꎬ还要兼顾机组运行状态ꎬ便于分析燃气机组一次调频能力的影响因素ꎮ

本文采用ＧＥ公司９Ｆ级机组型号ＰＧ９３５１ＦＡ的燃ＰＧ９３５１ＦＡ气轮机ꎬ进行燃气机组一次调频能力分析ꎮ　　表１　ＰＧ９３５１ＦＡ型燃气轮机的技术参数如表型燃气轮机的技术参数

１所示ꎮ

功率负荷/ＭＷ

初始温度/℃

排气温度/℃

压比　２５５

１热锅炉及其配套汽轮机模型　本节首先建立燃气轮机数学模型３１８

６０９ꎬ最后对燃气ꎬ之后建立余１５.４

－蒸汽联

１.合循环机组一次调频能力分析模型进行连接构建２　模型建立

ꎮ

对联合循环机组一次调频能力分析模型主要部件的建模方法介绍如下(１)如图燃气轮机数学模型

:

１所示为燃气轮机系统连接图ꎬ系统主要􀅰４９４􀅰

图１　燃气轮机系统连接图

图２中ꎬｐ别为压气机入口压力１、Ｔ１、ＩＧＶ、温度、ＣＰＲ、导叶调节角度、ｇａｉｒ、ηｃ、ｐ２、Ｔ２、、压比ｇ２、Ｐ、ｃ分

入口流量、效率、出口温度、出口压力、出口流量和耗功ꎻｇｆ、ＬＨＶ、ζｂ、ｐ３、Ｔ３、ｇ３分别为燃烧室燃料流量、燃料低热值、压力损失系数、δ、出口温度、出口压力、出口燃气流量ꎻηＴＴ、ｐ４、Ｔ４、ｇｅｘｉｔ、Ｐｅ分别为透平效率、排气压力损失系数、排气压力、排气温度、排气流量和透平做功ꎻｎ为转轴转速ꎻＰｌｏａｄ为负载ꎮ

图２　燃气轮机系统模块化示意图

(２)如图余热锅炉数学模型

３所示ꎬ为燃气－蒸汽联合循环发电机组余热锅炉和汽轮机示意图ꎬ余热锅炉为三压再热余热锅炉ꎮ

余热锅炉数学模型包括换热量计算、水冷壁、蒸发受热面(ａ)、过热器等几个模块ꎮ

余热锅炉利用燃气轮机的排烟对余热锅炉中的余热锅炉换热量计算

水进行加热ꎮ余热锅炉的换热量ꎬ主要受燃气轮机

图４　ＢＰＡ中汽轮机模型

图３　燃气－蒸汽联合循环发电机组余热锅炉和

汽轮机示意图

(４)机组一次调频能力分析数学模型

ＧＴ＝ＫＴμＰＴ(６)

机组一次调频逻辑示意图如图５所示ꎬ对于燃气－蒸汽联合循环机组ꎬ全厂机组的一次调频功能排烟流量、排烟温度和余热锅炉汽水侧饱和压力影响ꎮ为简化计算ꎬ余热锅炉的换热按照对流换热计算ꎬ且余热锅炉汽水侧饱和压力为同一压力ꎬ有

Ｑｒ＝αＡ(Ｔｉｎ＋ꎬ余热锅炉的排烟温度有２

Ｔｏｕｔ

－Ｔｐ)

(１)其中Ｔｏｕｔ

Ｔｏｕｔ

(ｂ)＝Ｔｉｎ－

ｃＱｒ

ＹｇＹ

(２)

水冷壁吸热动态方程如式水冷壁与蒸发受热面

(３)所示ꎬ蒸发受热面吸收的热量用于把给水加热到饱和蒸汽ꎬ考虑到锅炉汽包的蓄能ꎬ汽包压力Ｐ量(产生的蒸汽量)Ｓｄ反映了余热锅炉吸热ꎬ关系式如式(４)Ｇ与过热器进口的过热蒸汽Ｓ的平衡所示ꎮ

ＦＳＧ＝

Ｔ２Ｓ１

＋１Ｑ

ｒ

(３)ＳＧ(ｃ)过热器模型

－ＳＦ＝ＣＢ

ｄｄＰｔ

ｄ(４)

由于过热器的容积相对较小ꎬ故只考虑了过热器的阻力特性ꎬ其容积特性合并到余热锅炉汽包的容积特性中考虑ꎮ而主蒸汽压力Ｐ包压力ＰＴ和过热器的汽方根有关系

ｄ的压力同进入汽轮机的蒸汽流量ＳＦ的平

(３)汽轮机数学模型在如图汽轮机数学模型

Ｐｄ－ＰＴ＝ＫｓｈＳ２Ｆ

(５)

ＢＰＡ模型的基础上ꎬ再具体考虑高调阀等相关环节４所示传统汽轮机模型

的细化改进ꎮ

根据汽轮机的调门特性ꎬ蒸汽流量与调节阀门开度和阀前压力关系如式(６)所示ꎮ再考虑滑阀、及其死区和惯性等影响因素ꎬ以及阀门组管理模块的非线性环节ꎬ最终组成了高调阀执行机构的完整模型

均由两台燃气轮机来实现ꎬ两台燃气轮机负荷与蒸汽轮机负荷比例为５∶５∶４ꎬ因此为满足燃气－蒸汽联合循环机组的转速不等率为５％ꎬ将燃气轮机的转速±２ｒ不/ｍｉｎꎬ等率一设次置调为频３％的负ꎬ同荷时变转化速幅偏度差取死±区１２％

取(±３０.６ＭＷ)ꎬ一次调频负荷补偿曲线如图６所示ꎮ图５　燃气机组一次调频示意图

图６　燃机－蒸汽联合循环发电机组燃气轮机

一次调频负荷补偿曲线

２　联合循环机组一次调频能力及影响因素

分析

２.１　燃气不同发电负荷下机组一次调频能力分析

－蒸汽联合循环机组负荷分配策略采用如

图７所示策略ꎬ完全由燃机进行功率调节ꎬ汽机功率处于随动状态ꎬ汽机功率偏差由燃机功率补足ꎮ下面就不同发电负荷工况下ꎬ进行燃气－蒸汽联合循环发电机组一次调频能力分析ꎮ

６５０ＭＷ、５８０燃气－蒸汽联合循环发电机组发电负荷分别在

ＭＷ、５００ＭＷ工况下ꎬ分别令ＡＧＣ负

􀅰４９５􀅰

荷指令为６５０ＭＷ、５８０ＭＷ、５００ＭＷ保持不变ꎬ并在各工况下分别取网频在仿真时间５０ｓ由１阶跃至１.００１/１.００２/１.００３/１.００４ꎬ调频延时为０.０５ｓꎬ图８~图１０为燃气－蒸汽联合循环发电机组发电负荷响应ꎬ一次调频能力如表２所示ꎮ

图７　燃气－蒸汽联合循环机组负荷分配策略

图９　发电负荷５８０ＭＷ工况下网频上升时机组

一次调频响应

图８　发电负荷６５０ＭＷ工况下网频上升时机组

一次调频响应

图１０　发电负荷５００ＭＷ工况下网频上升时机组

一次调频响应

稳定时间/ｓ

６５０ＭＷ２３.５５３７.８５５２.３７８.７４

５８０ＭＷ２３.７０３７.８６５２.３９７.５８

５００ＭＷ２３.２９３７.８８５２.３７８.０２

　　表２　不同网频上升量与发电负荷工况下燃气－蒸汽联合机组一次调频能力对比

调频试验网频上升量/[％]

０.１０.２０.３０.４

负荷修正量/ＭＷ

－４.７６

１５ｓ内最大调频量/ＭＷ

－４.８０~－４.８２

－１９.１３－３３.４５－４７.７６

调频峰值时间/ｓ

５８０ＭＷ２３.７０３７.８６５２.３９７.５８

６５０ＭＷ２３.５５３７.８５５２.３７８.７４

５００ＭＷ２３.２９３７.８８５２.３７８.０２

－１９.０４－３３.３２－４７.６

　　由以上仿真实验数据可以验证ꎬ在不同负荷工况下ꎬ由于燃气轮机转速－功率控制回路的限速功能ꎬ电网频率波动越小ꎬ燃气轮机联合循环发电机组２.２　机组一次调频能力影响因素分析的一次调频响应越快ꎮ

(１)环境温度影响

典型运行条件下ꎬ工况选取１００％负荷ꎬ环境温度２５℃ꎬＩＧＶ全开ꎬ将燃油流量调节阀转入阀控ꎬ一次调频直接加到阀控指令上以方便分析ꎮ频率变化１.００２ꎬ燃气机组发电负荷响应如图１１中实线所示ꎬ负荷由１.０００１变为０.９７３５ꎬ降低了０.０２６７ꎬ一次调频能力如表３典型条件工况数据所示ꎬ环境温度对燃气机组运行特性有明显影响ꎬ因此分别取环境温度为－１０℃和３５℃ꎬ进行燃气机组一次调频能力仿真分析ꎬ并与典型运行条件下的结果进行比较ꎮ

取环境温度为－１０℃ꎬ网频在仿真时间１０ｓ时由１阶跃至１.００２ꎬ燃气机组发电负荷响应如图１１中虚线所示ꎬ负荷由０.９９２４变为０.９６０２ꎬ降低了取阶跃信号ꎬ取网频在仿真时间１０ｓ时由１阶跃至

为剔除控制策略影响并方便分析燃气机组本身

一次调频能力影响因素ꎬ接下来分析单循环燃气轮机机组一次调频能力影响因素ꎬ并将燃油流量调节阀转入阀控ꎬ一次调频直接加到阀控指令上进行仿真实验ꎬ分别对环境温度、ＩＧＶ和工况变化对一次调频能力的影响情况进行分析ꎮ其中转速不等率取经典值５％ꎬ动作死区取经典值±２ｒ/ｍｉｎꎬ调频功率限制幅度取经典值±８％ꎬ迟缓率取经典值０.０６％ꎬ调频延时为０.０５ｓꎮ􀅰４９６􀅰

０.０３２２ꎬ燃气机组一次调频性能数据见表３ꎬ从表中图１１　环境温度为－１０℃时一次调频响应

８０％负荷工况时ꎬ网频在仿真时间１０ｓ时由１

图１３　ＩＧＶ全关时一次调频响应

数据对比可知ꎬ取环境温度为－１０℃ꎬ实际转速不等率变小ꎬ一次调频能力增强ꎮ

１阶跃取环境温度为至１.００２ꎬ燃３５℃气机ꎬ网频在仿真时间组发电负荷响应１０对ｓ比时由

图１２所示ꎬ负荷由０.９６９８变为０.９４６８ꎬ降低了

如０.可以看出０２３０ꎬ燃气机组一次调频性能数据见表ꎬ取环境温度为３５℃时ꎬ实际转速不等率３ꎬ从表中变大ꎬ削弱了一次调频能力ꎮ

图１２　环境温度为３５℃时一次调频响应

(２)仅对燃气机组来说ＩＧＶ影响

ꎬＩＧＶ一方面影响燃气轮机流量ꎬ另一方面通过改变涡轮进口温度以影响涡轮效率ꎮ因此ꎬ取ＩＧＶ全关ꎬ进行机组一次调频能力仿真分析ꎬ并与典型运行条件下的结果进行比较ꎮ１􀆰００２ꎬＩＧＶ燃气机组发电负荷响应如图全关ꎬ网频在仿真时间１０１３ｓ所示由１ꎬ阶负荷由

跃至

０.次调频能力如表９４８４变为０.９２５３所示９ꎬ降低了ꎬ从表中对比可以看出０.０２２５ꎬ燃气机组一ꎬＩＧＶ全关时(３)ꎬ实际转速不等率变大ꎬ减弱了一次调频能力ꎮ

燃气轮机的运行特性也随工况变化而改变工况变化影响

ꎮ因此ꎬ取８０％负荷工况ꎬ进行燃气机组一次调频能力仿真分析ꎬ并与典型运行条件下的结果进行比较ꎮ

阶跃至１.００２(标幺值)ꎬ燃气机组发电负荷响应情况如图１４所示ꎬ负荷由０.８００３变为０.７７２７ꎬ降低了０.０２７６ꎬ燃气机组一次调频能力如表３所示ꎬ从表中可以看出ꎬ８０％负荷工况时ꎬ实际转速不等率变小ꎬ增强了一次调频能力ꎮ

图１４　８０％负荷工况时一次调频响应

　　表３　机组一次调频能力对比

工况

不同负荷变动量下稳定时间/ｓ实际转速不等

变动３０％变动５０％变动７０％变动９０％变动１００％率/[％]

典型条件０.２６０.３８０.５２０.８７１.５８５.００环境－１０℃０.２２０.３４０.５２０.８２１.５２４.１４环境３５℃０.２６０.３９０.５３０.８３１.５９５.７９ＩＧＶ全关０.２６０.３９０.５４０.８９１.６１５.９３８０％负荷

０.２５

０.３７

０.５１

０.８４

１.５２

４.８３

３　机组一次调频能力优化方法研究

由前文分析可知ꎬ机组运行状态会直接影响到一次调频能力ꎬ而机组一次调频最重要的转速死区、响应时间、稳定时间和实际转速不等率四项指标中ꎬ转速死区由静态设定而与机组运行状态无关ꎬ因此本文后续研究中分别对与机组运行状态相关的响应时间、稳定时间和实际转速不等率进行补偿优化

􀅰４９７􀅰

设计ꎮ补偿

(１)机组一次调频响应滞后时间/稳定时间机组原一次调频采用的是静态前馈ꎬ因此在一

对应的状态ꎮ

机组运行状态Ｘ共有ｎ个状态参数ꎬ每个状态参数对应多个子状态值ꎬ在每个状态参数对应的多个子状态值中等间距提取ｍ个子状态值ꎬ该ｍ个子状态值包括每个状态参数对应多个子状态值的最大值和最小值ꎬ共获得ｍｎ种运行状态ꎬ将其中任一运行状态表示为

次调频回路添加超前校正环节ꎬ根据转速偏差对机组功率指令进行动态校正ꎬ从而有利于缩短响应滞后时间和稳定时间ꎬ实现补偿优化ꎬ如图１５所示ꎮ

图１５　机组一次调频响应滞后时间和稳定时间

(２)对机组一次调频实际转速不等率补偿的主要思机组一次调频实际转速不等率补偿优化

补偿方法示意图

路是根据火电机组运行状态对一次调频实际转速不等率的影响ꎬ利用不等率修正系数进行补偿优化ꎮ首先计算汽轮机或燃气轮机额定转速与实际转速的差值ｘꎬ利用函数Ｆ(ｘ)将差值ｘ转换后生成一次调频因子Ｋꎬ对机组运行状态进行采集ꎬ利用运行状态Ｘ与一次调频因子Ｋꎬ根据下式获得新的调频因子Ｋ

∗

Ｋ∗＝Ｋ

δ(７)

式中　δΔ态Δ(ＸＸ决定)———(１Ｘ)

ꎮ

不等率修正系数ꎬ由机组运行状

将新调频因子Ｋ∗和汽轮机或燃气轮机的有功功率指令给定值Ｐ叠加ꎬ获得补偿后有功功率指令Ｐ∗对机组一次调频实际转速不等率进行补偿Ｋꎬ根据补偿后有功功率指令Ｐ∗

Ｋ控制调门开度ꎬ

ꎬ如图１６所示ꎮ

图１６　机组一次调频实际转速不等率补偿方法示意图

运行状态Ｘ对一次调频的影响通过不等率修

正系数δ获得方法如下Δ(Ｘ)进行补偿:

ꎬ不等率修正系数δΔ(Ｘ)的机组运行状态Ｘ的表达式为

Ｘ＝(ｘ式中　ｘ１ꎬｘ２ꎬｘ３ꎬ􀆺ꎬｘｎ)

(８)

ｎ􀅰４９８􀅰

———机组运行状态Ｘ中第ｎ个状态参数所Ｘｍｘ１ｍ２ｍ３􀆺ｍｒ＝(ｘ１ｍ１ꎬｘ２ｍ２ꎬｘ３ｍ３ꎬ􀆺ꎬｘｎｍｒ式中　)

(９)

ｎｍｒ对应的第———机组运行状态ｍＸ中第＝１ꎬ２ꎬ３ꎬ􀆺ꎬｎ个状态参数

ｒ个子状态值ꎬｒｍꎻ在机组任一运行状态Ｘｍ定试验:

１ｍ２ｍ３􀆺ｍｒ下ꎬ进行参数测在已经得到调频后有功功率指令ＰＫ的基础上ꎬ再增加指令ａ％ꎬ记录发电功率变化值ｂ％ꎬ机组任一运行状态Ｘｍ１ｍ２ｍ３􀆺ｍｒ对应的不等率修正系数δ(Ｘｍ１ｍ２ｍ３􀆺ｍｒ)为

δ(Ｘｍ１ｍ２ｍ３􀆺ｍｒ)＝

ｂ

ａ

(１０)

则机组ｍｎ种运行状态对应有ｍｎ种不等率修

正系数δ(Ｘｍ函数Ｈ(Ｘ)ꎬ则根据机组运行状态１ｍ２ｍ３􀆺ｍｒ)ꎬ将该对应关系记做Ｘꎬ通过查询ｎ维查表ｎ维查表函数Ｈ(Ｘ)ꎬ就能够获得机组运行状态Ｘ的不等率修正系数δΔ(Ｘδ)

补偿后的有功功率指令Δ(Ｘ)＝Ｈ(ＰＸ∗)

(１１)Ｋ的表达式如下

Ｐ∗Ｋ本节设计的机组一次调频实际转速不等率补偿＝Ｐ＋Ｋ

∗

(１２)

方法ꎬ当机组运行状态发生改变后ꎬ针对性修改不等率的设置ꎬ保证机组运行状态在偏离额定设计工况时ꎬ其一次调频能力保持不变ꎬ即转速变化１％时ꎬ可以利用一次调频使发电功率变化２０％ꎮ

４　总　结

本文针对燃气－蒸汽联合循环机组一次调频能力分析与优化方法进行研究(１)建立了通用的燃气ꎬ－得到的主要结论如下蒸汽联合循环机组一

:次调频能力分析模型ꎬ能够反映包括燃气轮机、余热

锅炉、汽轮机及发电机等设备的出力调节速率限制影响ꎬ便于实现联合循环机组一次调频能力影响因素分析率及一次调频性能进行了量化分析(２)ꎮ

对不同发电负荷工况下的机组出力调节速

ꎬ分析了环境温度、ＩＧＶ和工况变化等影响因素对机组一次调频能力的影响ꎮ

(下转第５０８页)

３　结　论

结合月面着陆器热环境以及太阳光辐照加热的特点ꎬ以提高月面着陆器散热能力为目标ꎬ提出一种用于月面着陆器遮阳伞辅助热控的方法ꎬ通过遮阳伞抑制太阳直射辐照加热的同时ꎬ着陆器上部散热面仍具备向空间散热的能力ꎬ保证元器件正常工作和宇航员的正常生活环境ꎬ从而增强航天器月面探测能力和驻留能力ꎬ增加月面着陆器的可靠性和安全性ꎮ采用该方法并与月面着陆器热控分析模型相结合ꎬ以阿波罗登月着陆器为对象ꎬ分析了无遮阳伞、固定型遮阳伞以及调节型遮阳伞这三类应用于月面着陆器的辅助热控装置的散热性能ꎬ研究结果３００％ꎬ并且可调节型遮阳伞辅助热控装置可满足月面着陆器整个任务周期内的散热性能要求ꎮ

参考文献

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１９９８.

(上接第４９８页)

　　(３)提出了通过机组一次调频响应滞后时间/优化方法ꎬ实现机组一次调频能力的优化ꎮ符号说明:

Ｑｒ———余热锅炉的换热量/Ｊꎻ

稳定时间补偿和机组一次调频实际转速不等率补偿

１０９－１１４.

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[３]徐衍会ꎬ王珍珍ꎬ翁洪杰.一次调频与动态稳定协调[４]黄雪成ꎬ李玉杰.９Ｅ级燃气－蒸汽联合循环机组一[５]黄景光ꎬ陈波ꎬ林湘宁ꎬ等.含潮汐电站的海岛微网[６]唐艳梅ꎬ闫华光ꎬ朱彬若ꎬ等.基于自适应遗传算法[７]张应田ꎬ张长志ꎬ黄靖宁ꎬ等.燃气－蒸汽联合循环[８]李海峰ꎬ汪蓓.燃气－蒸汽联合循环机组一次调频[９]吴海滨.基于一次调频功能的Ｍ７０１Ｆ型燃气－蒸汽

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α———余热锅炉的对流换热系数ꎻ

Ａ———余热锅炉的有效换热面积/ｍꎻ

２

Ｔｉｎ———燃气轮机透平排烟温度/℃ꎻＴｏｕｔ———余热锅炉的排烟温度/℃ꎻｇＹ———烟气流量/ｋｇ􀅰ｓ－１ꎻＣＢ———汽包蓄热系数ꎻ

多目标优化调度[Ｊ].电网与清洁能源ꎬ２０１８ꎬ３４(６):４７－５２.

Ｔｐ———余热锅炉汽水侧饱和压力下的饱和温度/℃ꎻｃＹ———烟气的比热容/Ｊ􀅰(ｋｇ􀅰°Ｃ)－１ꎻＳＧ———余热锅炉受热面的总有效吸热量/ＪꎻＴ２———余热锅炉传热过程时间常数/ｓꎻＫｓｈ———过热器管道的阻力系数

参考文献

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