楊志平， 宋 陽， 郭喜燕， 孫偉鵬， 馮庭有

(1．華北電力大學(xué) 國家火力發(fā)電工程技術(shù)研究中心，北京 102206；2．華能海門電廠，廣東汕頭 515132)

1 000 MW機組瞬態(tài)過程蓄熱機理與煤耗計算

楊志平1， 宋 陽1， 郭喜燕1， 孫偉鵬2， 馮庭有2

(1．華北電力大學(xué) 國家火力發(fā)電工程技術(shù)研究中心，北京 102206；2．華能海門電廠，廣東汕頭 515132)

建立了瞬態(tài)過程工質(zhì)蓄熱模型、金屬蓄熱模型和煤耗計算模型，對某1 000 MW機組瞬態(tài)工況試驗過程進行了計算分析，得到了試驗過程機組蓄熱率和蓄熱影響下機組發(fā)電標準煤耗增量曲線，分析了不同負荷下各受熱面的蓄熱分布情況，并與現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)進行了對比.結(jié)果表明：機組總蓄熱率與金屬總蓄熱率的變化趨勢幾乎一致，金屬總蓄熱率約為工質(zhì)總蓄熱率的1.5～2倍；工質(zhì)蓄熱率中水冷壁工質(zhì)所占比例最大，過熱器工質(zhì)所占比例最??；受蓄熱影響，機組升負荷試驗過程中，發(fā)電標準煤耗最大增加了3.48 g/(kW·h)，而在降負荷試驗過程中，發(fā)電標準煤耗最大減少了3.2 g/(kW·h).

1 000 MW機組； 蓄熱模型； 瞬態(tài)工況試驗； 煤耗

由于具有較低的設(shè)計煤耗和排放水平,超臨界、超超臨界燃煤發(fā)電機組已經(jīng)成為優(yōu)化我國火力發(fā)電結(jié)構(gòu)的首選.截至2015年年底，我國已投產(chǎn)1 000 MW超超臨界機組達85臺.近年來,太陽能、風(fēng)能等新能源快速增長，而新能源機組具有一次能源不能儲存、功率輸出隨機等特點，使得新能源機組需要燃煤發(fā)電機組協(xié)同互補，因而燃煤發(fā)電機組面臨更為頻繁的調(diào)峰要求.我國火力發(fā)電年利用小時數(shù)逐年下降，2015年已降至4 329 h，大幅度瞬態(tài)工況逐漸成為燃煤發(fā)電機組運行的新常態(tài).因此，深入分析大型燃煤發(fā)電機組在瞬態(tài)過程中的能耗，對于優(yōu)化機組調(diào)峰運行方式、進一步挖掘機組節(jié)能潛力和提高機組運行經(jīng)濟性具有重要意義.

目前，對超超臨界機組能耗的研究主要集中在穩(wěn)態(tài)過程，僅有少數(shù)學(xué)者對其瞬態(tài)過程下的能耗進行了探討.在機組大幅度調(diào)峰、啟停等瞬態(tài)過程中，鍋爐的汽水參數(shù)和金屬壁面溫度會發(fā)生較大改變，存在熱量的存儲和釋放[1]，此時鍋爐中工質(zhì)吸收的熱量并不等于燃料釋放的熱量，采用常規(guī)穩(wěn)態(tài)模型計算機組煤耗必然會存在偏差.郭喜燕等[2-3]對瞬態(tài)過程鍋爐內(nèi)部熱量分布情況進行了研究，定量分析了蓄熱因素對機組煤耗的影響；成濤等[4]建立了超臨界機組鍋爐水冷壁瞬態(tài)過程蓄熱模型；鄧拓宇等[5]引入鍋爐蓄熱系數(shù)，對超超臨界機組鍋爐蓄熱能力進行了定量計算；李愛娟[6]結(jié)合熱力學(xué)第二定律對汽輪機側(cè)瞬態(tài)工況下的能量分布進行了研究；Mishra等[7]對溫度和流量擾動下?lián)Q熱器的瞬態(tài)特性進行了研究.上述對燃煤機組瞬態(tài)過程能耗的研究尚停留在模型建立階段，缺乏現(xiàn)場實際數(shù)據(jù)驗證.由于電廠各設(shè)備之間存在耦合作用從而相互影響，若直接取用電廠日常運行數(shù)據(jù)代入瞬態(tài)模型進行計算，會存在較多非瞬態(tài)因素干擾，對瞬態(tài)模型進行實際數(shù)據(jù)驗證就需要電廠進行瞬態(tài)工況試驗，隔離無關(guān)因素的干擾.然而，由于日常生產(chǎn)工作很難為機組安排試驗，故國內(nèi)外瞬態(tài)工況試驗的案例較少.李學(xué)忠等[8-9]從試驗數(shù)據(jù)層面分析了不同負荷升降率、負荷變動幅度和負荷波動次數(shù)對機組供電煤耗的影響，然而其研究未考慮蓄熱因素的影響.

筆者基于熱力學(xué)第一定律，在某1 000 MW超超臨界燃煤機組瞬態(tài)工況試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上采用集總參數(shù)法建立了金屬壁面蓄熱計算模型、按工質(zhì)相態(tài)劃分的工質(zhì)蓄熱計算模型以及瞬態(tài)過程機組煤耗計算模型，對試驗過程中機組發(fā)電煤耗進行了計算和分析，并與正平衡發(fā)電煤耗進行了比較.

1 機組瞬態(tài)過程熱力學(xué)模型

火電機組運行工況包括穩(wěn)態(tài)工況和瞬態(tài)工況.系統(tǒng)負荷變化率較小的工況可近似視為穩(wěn)態(tài)工況，而負荷變化率較大的工況(如機組啟停、大幅度變負荷等)就必須考慮其間的過渡過程，其間各個工況為非穩(wěn)態(tài)工況，也稱為瞬態(tài)工況.對于穩(wěn)態(tài)工況，忽略能量方程中的儲能項，認為熱側(cè)流體釋放的熱量全部被工質(zhì)吸收，不存在金屬和工質(zhì)的蓄熱.對于瞬態(tài)工況，由于負荷和工質(zhì)參數(shù)發(fā)生了較大變化，因此儲能項不能忽略，需要考慮金屬蓄熱和控制體內(nèi)工質(zhì)蓄熱的環(huán)節(jié)[10]，如圖1所示.

圖1 瞬態(tài)過程能量的傳遞與轉(zhuǎn)化

1.1 基本簡化假設(shè)

為突出原理性分析，進行以下簡化假設(shè)：

(1)在瞬態(tài)工況下，各個設(shè)備的金屬和工質(zhì)都存在蓄熱現(xiàn)象，而鍋爐的熱慣性較大，故此處僅考慮鍋爐蓄熱.

(2)在實際瞬態(tài)過程中，水冷壁各段長度是動態(tài)變化的，但在某一負荷點附近，各段長度變化相對于各段的長度很小[11]，當負荷點確定時，水冷壁各段長度視為不變.

(3)受熱面并排管束視為一根等效受熱管，其面積為管束各受熱面面積之和，等效受熱管管壁厚度與各受熱管管壁厚度相等.

(4)各受熱面與外界環(huán)境沒有熱交換.

(5)水冷壁內(nèi)工質(zhì)的吸熱量沿水冷壁長度方向均勻分布.

(6)水冷壁熱水段選取工質(zhì)進、出口比焓的算術(shù)平均值作為集總參數(shù)，水冷壁蒸發(fā)段選取蒸發(fā)段出口干度的一半作為集總參數(shù)[12]，其余受熱面皆選取工質(zhì)的出口壓力和出口比焓作為集總參數(shù).

1.2 工質(zhì)蓄熱模型

(1)

式中：U單相為單相工質(zhì)控制體內(nèi)能，kJ；τ為時間，s；ρ單相為單相工質(zhì)控制體密度，m3/kg；h單相為單相工質(zhì)控制體比焓，kJ/kg；t單相為單相工質(zhì)控制體溫度，℃；p單相為單相工質(zhì)控制體壓力，MPa；V單相為單相工質(zhì)控制體體積，m3.

(2)

式中：U兩相為兩相工質(zhì)控制體內(nèi)能，kJ；p兩相為兩相工質(zhì)控制體壓力，MPa；V兩相為兩相工質(zhì)控制體體積，m3；ρ′、ρ″分別為壓力p兩相下飽和水和飽和蒸汽的密度，m3/kg；h′、h″分別為壓力p兩相下飽和水和飽和蒸汽的焓值，kJ/kg；V′、V″分別為壓力p兩相下兩相工質(zhì)中液相和氣相所占的體積，m3.

當水冷壁內(nèi)工質(zhì)處于亞臨界狀態(tài)時，將水冷壁劃分為3段：熱水段、蒸發(fā)段和蒸汽段.熱水段和蒸汽段采用單相工質(zhì)模型計算其蓄熱率，而蒸發(fā)段則采用兩相工質(zhì)模型計算其蓄熱率.當水冷壁內(nèi)工質(zhì)處于超臨界狀態(tài)時，就不存在兩相蒸發(fā)區(qū)，此時水冷壁被劃分為2段：熱水段和蒸汽段，2段各自采用單相工質(zhì)模型計算其蓄熱率[13].

1.3 金屬蓄熱模型

(3)

由式(3)可知，影響金屬蓄熱率的因素主要為金屬質(zhì)量、金屬種類和金屬壁面溫度變化率.

1.4 瞬態(tài)過程煤耗計算模型

(4)

第i個受熱面蓄熱率為ΔQi，則n個受熱面的蓄熱率相加即為機組總蓄熱率ΔQ總：

(5)

在傳統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)過程發(fā)電煤耗計算模型基礎(chǔ)上，筆者以機組蓄熱影響發(fā)電煤耗增量ΔB作為修正項，得到了瞬態(tài)過程發(fā)電煤耗計算模型如下：

(6)

式中：B為瞬態(tài)過程發(fā)電煤耗；Bsteady為穩(wěn)態(tài)過程發(fā)電煤耗；ΔB為機組蓄熱影響發(fā)電煤耗增量.

(7)

(8)

式中：Qsteady為穩(wěn)態(tài)工況下汽輪機熱耗率，kJ/s；ηb為鍋爐效率；Qd為燃煤低位發(fā)熱量，kJ/kg.

進一步可得機組蓄熱影響發(fā)電標準煤耗增量Δb為

(9)

式中：P為機組負荷.

2 超超臨界燃煤機組瞬態(tài)工況試驗

為進一步研究瞬態(tài)過程對超超臨界燃煤機組發(fā)電煤耗的影響，對某1 000 MW超超臨界燃煤機組進行了瞬態(tài)工況試驗.該機組鍋爐為東方鍋爐股份有限公司生產(chǎn)的復(fù)合變壓運行超超臨界本生直流鍋爐，型號DG3000/26.15-Ⅱ，鍋爐采用一次再熱、前后墻對沖燃燒、單爐膛、尾部雙煙道結(jié)構(gòu)，其受熱面主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1.

表1 鍋爐主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

機組進行瞬態(tài)工況試驗期間負荷變動均采用手動控制，維持除氧器和凝汽器水位的穩(wěn)定，對機組外漏點和補水進行徹底隔離，另外機組汽、水運行采用單元制.試驗過程中還需注意滑壓運行或定壓運行時相應(yīng)地維持主蒸汽溫度、主蒸汽壓力、再熱蒸汽溫度、再熱蒸汽壓力和排汽壓力等參數(shù)穩(wěn)定，并對其值進行修正.機組燃用煤種固定，煤種工業(yè)分析結(jié)果見表2，試驗開始后每隔3 min對爐渣、飛灰取樣化驗一次，每隔0.5 min取一次機組熱力數(shù)據(jù).

表2 試驗煤種工業(yè)分析

試驗時間共450 min，試驗的整個負荷變化過程為400 MW→1 000 MW→450 MW，在0～25 min時間段機組負荷先穩(wěn)定在400 MW；在25～125 min時間段機組負荷從400 MW升至1 000 MW；在125～400 min時間段機組負荷穩(wěn)定在1 000 MW；在400～450 min時間段機組負荷再降至450 MW.試驗過程機組負荷隨時間的變化曲線如圖2所示.

圖2 試驗過程機組負荷隨時間的變化

瞬態(tài)工況試驗過程機組負荷變化率隨時間的變化曲線如圖3所示，機組負荷變化率為“+”代表機組負荷升高，機組負荷變化率為“-”代表機組負荷降低.在試驗過程中，機組負荷變化率應(yīng)盡量維持在1～1.5 %/min鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)，最大不超過3 %/min BMCR.在升負荷階段初期，機組負荷變化率隨著機組負荷的升高而升高，極值達到17 MW/min，而后隨著升負荷階段的結(jié)束，機組負荷變化率也開始下降，直到機組負荷穩(wěn)定在1 000 MW時機組負荷變化率重新變?yōu)?；在降負荷階段機組負荷變化率負向變化，也是先增后降，與升負荷階段相似，極值達-18 MW/min.

圖3 試驗過程機組負荷變化率曲線

瞬態(tài)工況試驗過程中，鍋爐效率曲線如圖4所示.在升負荷階段，鍋爐效率隨著機組負荷的升高而升高，在82.5 min時，機組負荷達到921 MW，此時鍋爐效率達到最大值94.6%，而后機組負荷繼續(xù)升高，鍋爐效率反而下降，當機組負荷維持在1 000 MW穩(wěn)態(tài)時，鍋爐效率穩(wěn)定在94.2%附近；但在降負荷階段，鍋爐效率的變化與升負荷階段有較大不同，在機組負荷降至920 MW左右時鍋爐效率并未出現(xiàn)明顯提升，而是繼續(xù)下降.

圖4 試驗過程鍋爐效率曲線

3 案例計算結(jié)果

3.1 機組瞬態(tài)過程蓄熱及分布結(jié)果

利用上述模型對瞬態(tài)工況試驗過程中機組的蓄熱特性進行計算，機組工質(zhì)蓄熱率、金屬蓄熱率和總蓄熱率分別如圖5、圖6和圖7所示，蓄熱率為“+”代表吸熱，為“-”代表放熱.

圖5 工質(zhì)蓄熱率

圖6 金屬蓄熱率

比較圖5和圖6可知，同一時刻金屬蓄熱率比工質(zhì)蓄熱率大，為工質(zhì)蓄熱率的1.5～2倍，雖然各受熱面金屬壁面的溫度變化率和工質(zhì)的溫度變化率相差不大，處于同一數(shù)量級，但金屬壁面的質(zhì)量卻十分巨大，由表1可見各設(shè)備的金屬質(zhì)量處于千噸數(shù)量級，所以金屬蓄熱率遠大于工質(zhì)蓄熱率，故總蓄熱率更容易受金屬蓄熱率的影響，總蓄熱率和金屬蓄熱率的圖形幾乎一致.另外需要注意的是，在75～150 min時間段內(nèi)工質(zhì)蓄熱率和金屬蓄熱率均出現(xiàn)了較大波動，結(jié)合圖2和圖3分析其原因為:在升負荷階段的末期機組負荷變化率不穩(wěn)定，該情況屬于不可控誤差.

圖7 總蓄熱率

為了更好地比較不同設(shè)備受熱面的工質(zhì)蓄熱率和金屬蓄熱率情況，分別選取升負荷階段40%額定負荷(THA)、60%THA、80%THA和100%THA 4個工況,計算各受熱面蓄熱率所占比例，結(jié)果如表3和表4所示.

表3 不同機組負荷下各受熱面工質(zhì)蓄熱率所占比例

表4 不同機組負荷下各受熱面金屬蓄熱率所占比例

由表3可見，在40%THA、60%THA、80%THA和100%THA 4個工況下，工質(zhì)蓄熱率最大的受熱面均為水冷壁，分別占總工質(zhì)蓄熱率的47.8%、42.0%、60.2%和47.6%；其次是省煤器，再次是再熱器，最后是過熱器.

水冷壁內(nèi)工質(zhì)蓄熱率所占比例最大，這是因為在水冷壁內(nèi)工質(zhì)經(jīng)歷了由熱水變?yōu)楦邷馗邏赫羝南嘧冞^程，工質(zhì)參數(shù)變化十分顯著，尤其是當機組負荷從60%THA升至80%THA時，工質(zhì)完成了從亞臨界狀態(tài)向超臨界狀態(tài)的轉(zhuǎn)變，工質(zhì)參數(shù)變化最為劇烈，并且工質(zhì)蓄熱特性參數(shù)有了較大的提升，此時水冷壁工質(zhì)蓄熱率比例提升了18.2%，而后隨著機組負荷的逐漸穩(wěn)定，工質(zhì)蓄熱率所占比例降至47.6%.對于過熱器與再熱器，由于在瞬態(tài)工況試驗過程中需要根據(jù)運行方式對過熱蒸汽的溫度和壓力、再熱蒸汽的溫度和壓力進行維持，導(dǎo)致這2個受熱面內(nèi)工質(zhì)的參數(shù)變化有限，故其工質(zhì)蓄熱率所占比例較低.

由于運行過程中電廠對過熱蒸汽溫度調(diào)控的要求較高，導(dǎo)致過熱器出口蒸汽溫度變化較小，故忽略過熱器高溫段金屬蓄熱.而省煤器的金屬質(zhì)量較小，導(dǎo)致其金屬蓄熱率較小，故也忽略省煤器金屬蓄熱.由表4可見，在40%THA和60%THA工況下，低溫過熱器金屬蓄熱率所占比例最大，分別為37.3%和40.5%；而在80%THA和100%THA工況下，水冷壁金屬蓄熱率所占比例最大，分別為32.5%和37.5%.就各受熱面蓄熱率所占比例的變化來看，水冷壁、汽水分離器和低溫再熱器的金屬蓄熱率所占比例均隨著負荷上升而升高，水冷壁金屬蓄熱率比例從11.8%提升至37.5%，汽水分離器金屬蓄熱率比例從1.6%提升至2.9%，低溫再熱器金屬蓄熱率比例從15.4%提升至33.8%.而高溫再熱器金屬蓄熱率所占比例則隨著負荷的上升而降低，從33.9%降至4.8%.

在低負荷時，機組采用的是定壓運行，此時再熱器出口蒸汽溫度的變化率較大，故此時高溫再熱器的金屬蓄熱率也較大.而隨著機組負荷上升，機組轉(zhuǎn)而采用滑壓運行，再熱器出口溫度趨于穩(wěn)定，溫度變化率減小，故高溫再熱器的金屬蓄熱率也隨之變小.而水冷壁由于受爐膛輻射換熱影響較大，其金屬溫度隨機組負荷的變化更為敏感，故雖然水冷壁的金屬質(zhì)量并非最大但其蓄熱率所占比例卻是最大的.

圖7為機組瞬態(tài)工況試驗過程中總蓄熱率的變化曲線.從25 min開始機組進入升負荷階段，各受熱面的工質(zhì)和金屬壁面開始吸熱，在39.5 min機組負荷達到496.795 MW時，工質(zhì)蓄熱率和金屬蓄熱率達到正極大值，分別為4 926 kJ/s和8 169 kJ/s，總蓄熱率為13 095 kJ/s，此后隨著機組升負荷階段結(jié)束進入穩(wěn)定狀態(tài)，機組負荷變化率開始下降,從而工質(zhì)蓄熱率和金屬蓄熱率也隨之下降，直到機組負荷穩(wěn)定蓄熱結(jié)束.從400 min起機組開始進入降負荷階段，各受熱面的工質(zhì)和金屬開始放熱，則蓄熱率開始負增加，在420 min負荷達到698.909 MW時工質(zhì)蓄熱率和金屬蓄熱率達到負極大值，分別為-4 427 kJ/s和-12 638 kJ/s，總蓄熱率為-17 065 kJ/s，此后隨著機組降負荷階段結(jié)束,負工質(zhì)蓄熱率和金屬蓄熱率也重新變?yōu)榱?

3.2 機組瞬態(tài)過程煤耗計算結(jié)果

依據(jù)式(9)可計算工質(zhì)蓄熱率、金屬蓄熱率和總蓄熱率影響下發(fā)電標準煤耗的增量，結(jié)果如圖8～圖10所示，“+”代表發(fā)電標準煤耗增加，“-”代表發(fā)電標準煤耗減少.

圖8 工質(zhì)蓄熱率影響下的發(fā)電標準煤耗增量

圖9 金屬蓄熱率影響下的發(fā)電標準煤耗增量

圖10 總蓄熱率影響下的發(fā)電標準煤耗增量

對比圖8～圖10可知，發(fā)電標準煤耗增量與蓄熱率的變化趨勢基本保持一致.在瞬態(tài)工況試驗過程中鍋爐效率雖然也有變化，但其變化范圍僅為±2%，對發(fā)電標準煤耗增量的影響十分有限.發(fā)電標準煤耗增量的極值也出現(xiàn)在496.795 MW和698.909 MW，當機組負荷升至496.795 MW時，工質(zhì)蓄熱率影響下的發(fā)電標準煤耗增加1.31 g/(kW·h)，金屬蓄熱率影響下的發(fā)電標準煤耗增加2.17 g/(kW·h)；當機組負荷降至698.909 MW時，工質(zhì)蓄熱率影響下的發(fā)電標準煤耗減少0.83 g/(kW·h)，金屬蓄熱率影響下的發(fā)電標準煤耗減少2.37 g/(kW·h).

3.3 結(jié)果對比驗證

綜合考慮瞬態(tài)過程中蓄熱率因素的影響，計算得到瞬態(tài)過程機組發(fā)電標準煤耗，并與機組正平衡發(fā)電標準煤耗進行比較，用以驗證瞬態(tài)過程煤耗計算模型的精度.入爐煤量是計算正平衡發(fā)電標準煤耗的重要參數(shù)，目前常用的電廠入爐煤量確定方法包括利用給煤機自身附帶的計量裝置直接測量，或利用電子皮帶秤計量并確定機組燃煤量，同時需要綜合考慮計量設(shè)備校驗和老化情況選擇計量方法.試驗電廠已對給煤機計量裝置進行校驗，稱重精度在±0.5%以內(nèi).

特定負荷及工況(如x%THA)下，機組正平衡發(fā)電標準煤耗可由式(10)計算得到：

(10)

式中：b正平衡為機組正平衡發(fā)電標準煤耗，g/(kW·h)；Q1為達到(x-3)% THA負荷時記錄的給煤機累計給煤量，t；Q2為達到(x+3)% THA負荷時記錄的給煤機累計給煤量，t；P′為x% THA工況機組的發(fā)電功率，MW；Δτ為負荷變化時間，以升負荷過程為例，即機組負荷從(x-3)% THA升至(x+3)% THA的時間，min.

需要說明的是，考慮到給煤量計量值與機組負荷間存在延遲，選取二者之間的延遲時間為3 min.升負荷階段選取40%THA、50%THA、75%THA和100%THA 4個工況進行煤耗對比，而由于降負荷時只降至450 MW，故只選取50%THA、75%THA和100%THA 3個工況進行煤耗對比，結(jié)果如表5和表6所示.

表5和表6所示為瞬態(tài)工況試驗升負荷和降負荷時，蓄熱率因素對發(fā)電標準煤耗增量的定量影響.考慮到變負荷過程中機組負荷變化率先增大后減小，蓄熱率因素對發(fā)電標準煤耗增量的影響呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢.在瞬態(tài)工況下用常規(guī)方法求得穩(wěn)態(tài)煤耗與現(xiàn)場測量煤耗差距較大，平均誤差達0.4%以上.而考慮蓄熱率因素影響后,求得瞬態(tài)過程發(fā)電標準煤耗與現(xiàn)場測量煤耗的正負誤差均在0.3%以內(nèi)，模型精度足以滿足電廠實際運行要求.

表5 升負荷階段發(fā)電標準煤耗計算結(jié)果對比

表6 降負荷階段發(fā)電標準煤耗計算結(jié)果對比

4 結(jié) 論

(1)考慮到鍋爐各受熱面金屬質(zhì)量巨大，瞬態(tài)過程中總蓄熱率變化趨勢與金屬蓄熱率變化趨勢基本一致，而金屬蓄熱率約為工質(zhì)蓄熱率的1.5～2倍.

(2)水冷壁內(nèi)工質(zhì)發(fā)生相變的過程中工質(zhì)參數(shù)變化十分劇烈，所以水冷壁的工質(zhì)蓄熱率所占比例最大.由于機組運行過程中需要盡量維持過熱蒸汽和再熱蒸汽參數(shù)穩(wěn)定，導(dǎo)致過熱器和再熱器內(nèi)工質(zhì)的參數(shù)變化有限，故其工質(zhì)蓄熱率所占比例最小.

(3)高溫再熱器金屬蓄熱率所占的比例隨著機組負荷的上升而降低，這是機組由定壓運行轉(zhuǎn)為滑壓運行，再熱器出口蒸汽溫度趨于穩(wěn)定所致.而水冷壁、汽水分離器和低溫再熱器金屬蓄熱所占比例均隨著機組負荷上升而升高，其中水冷壁金屬蓄熱所占比例最大，這是因為水冷壁受爐膛輻射換熱影響較大，其金屬溫度隨負荷的變化更為敏感.

(4)受蓄熱率影響，機組升負荷試驗過程中，發(fā)電標準煤耗最大增加了3.48 g/(kW·h)，而在降負荷試驗過程中，發(fā)電標準煤耗最大減少了3.2 g/(kW·h)，模型計算瞬態(tài)過程發(fā)電標準煤耗與現(xiàn)場測量煤耗的正負誤差不超過0.3%，模型精度滿足電廠實際運行要求.

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Heat Storage Mechanism and Coal Consumption Calculation of a 1 000 MW Power Unit Under Transient Conditions

YANGZhiping1,SONGYang1,GUOXiyan1,SUNWeipeng2,FENGTingyou2

(1. National Thermal Power Engineering & Technology Research Center, North China Electric Power University, Beijing 102206, China; 2. Huaneng Haimen Power Plant, Shantou 515132, Guangdong Province, China)

Models to calculate the coal consumption and heat storage rate of the working medium and metallic materials of a 1 000 MW power unit under trainent conditions were established, based on which, calculation and analysis were performed on the transient test process of the unit, so as to obtain the curves of standard coal consumption rate for power generation corresponding to the heat storage rate and under the heat storage effect during the test, analyze the distributions of heat storage on various heating surfaces at different loads, and to compare the test results with field data. Results show that the total heat storage rate of the unit varies in the same trend with that of metallic materials, and the latter is 1.5-2.0 times of the working medium. Water walls share the largest proportion in the heat storage of working medium, while superheaters share the least. Affected by heat storage, the standard coal consumption rate is at most increased by 3.48 g/(kW·h) during loading up period and decreased by 3.2 g/(kW·h) during loading down period.

1 000 MW unit; heat storage model; transient test; coal consumption

2016-04-05

2016-05-15

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃資助項目(973計劃)(2015CB251505)；國家自然科學(xué)基金資助項目(U1261210，51306050)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助項目(2015MS43，2015XS81，2014XS19，2014XS13)

楊志平(1968-)，男，山西天鎮(zhèn)人，高級工程師，博士，研究方向為火電機組熱力系統(tǒng)節(jié)能理論與技術(shù). 電話(Tel．)：13671002249；E-mail：yzprr@163.com.

1674-7607(2017)02-0140-08

TK122

A 學(xué)科分類號：470.20