1 000 MW二次再热机组一次调频增负荷性能提升策略研究

部俊锋，韩庆华，吴 迪

（1.国网山东省电力公司电力科学研究院，山东 济南 250003；2.山东中实易通集团有限公司，山东 济南 250003）

0 引言

二次再热机组发电效率高，在我国“十三五”以来得到了大力发展。二次再热机组效率的提高是通过增加了一次蒸汽的循环利用实现的，这也同时增加了机组的惯性，使其动态响应能力弱于同容量的一次再热机组，不利于一次调频。从多台机组一次调频试验的结果看，对于电网下降0.1 Hz 以上的频差，二次再热机组增负荷的响应性能普遍达不到考核标准的要求［1］。

随着国家推进构建以新能源为主体的电力系统，火电机组将更多地发挥支撑和调节作用。在此新形势下，提高二次再热机组的一次调频性能尤为迫切。

目前，二次再热机组一次调频仍是通过主蒸汽调门的节流调节实现，这种调频方式难以兼顾机组高效率和一次调频增负荷补偿能力，且单靠控制逻辑优化无法克服这一矛盾。研究新的调频提升策略很有必要。

利用二次再热汽轮机数学模型和某型1 000 MW二次再热机组设计参数，量化分析该机组再热容积惯性对一次调频性能的负面影响。基于减少再热容积惯性影响的思路，提出一种提升二次再热机组一次调频性能的新型策略；并通过计算证明该技术策略能使二次再热机组一次调频性能满足现行考核标准的要求。

1 二次再热机组一次调频性能分析

研究对象为1 000 MW 二次再热机组，主要参数见表1。建立其数学模型，利用通用公式计算模型中的特征参数。对照现行一次调频考核标准，对机组的一次调频性能进行分析。

表1 某型1 000 MW二次再热机组额定工况下参数

1.1 二次再热汽轮机数学模型

根据DL/T 1235-2019，可构建二次再热汽轮机数学模型如图1［2］。

图1 中，P为汽轮机的输出功率；G为汽轮机的蒸汽流量，主要受主调门开度和主汽压力影响；FVHP、FHP、FIP、FLP分别为稳态时超高压缸、高压缸、中压缸、低压缸的功率占整机功率的百分比，一般取15%、15%、30%、40%，FVHP+FHP+FIP+FLP=100%；Tch为超高压调门汽室容积时间常数；Trh1、Trh2分别为一、二次再热系统容积时间常数；Tco为低压连通管容积时间常数；λ1和λ2分别为超高压缸和高压缸的功率自然过调系数。

图1 二次再热汽轮机数学模型

1.2 计算容积时间常数

Tch和Tco比Trh1和Trh2小得多，根据控制理论，二次再热汽轮机的模型可以简化为时间常数Trh1和Trh2的二阶惯性环节。

再热容积时间常数

式中：V为再热系统容积，m3；GV为额定再热系统容积流量，m3/s；n为多变指数［3］。

再热汽温变化不大，短时间内可视为等温过程，则多变指数n=1；再热蒸汽的压力和温度取额定工况下再热器进、出口蒸汽参数的平均值［4］。

根据表1，一次再热器进、出口蒸汽压力和温度的平均值为10.59 MPa 和522.5 ℃，此参数下的蒸汽比容为0.032 m3/kg；则一次再热蒸汽的容积流量为20.8 m3/s。一次再热系统（包括再热器和管道）容积为593 m3。则根据式（1），一次再热系统容积时间常数Trh1为28 s。

同样的方法计算二次再热系统容积时间常数，Trh2为13 s。

1.3 计算功率自然过调系数

功率自然过调系数［5］：

式中：k为过程绝热指数，对于过热蒸汽k=1.3。ε为汽缸排汽压力与进汽压力的比值，根据表1的数据，超高压缸ε≈0.35，高压缸的ε≈0.34。

将k和ε值代入式（2）计算，超高压缸的功率自然过调系数λ1为0.98；高压缸的功率自然过调系数λ2为0.95。

1.4 1 000 MW二次再热汽轮机数学模型

忽略超高压缸调门汽室和低压连通管的容积惯性，将中、低压缸看作一体；并将计算出的再热系统容积时间常数和功率自然过调系数代入图1，就可得到1 000 MW二次再热汽轮机的数学模型图2。

图2 二次再热1 000 MW汽轮机数学模型

对图2建立数学模型为

式（3）可知，二次再热汽轮机进汽变化引起的机组功率变化量P(s)中，29.7%是快速达到的，14.6%要经过一阶惯性环节渐近达到，55.7%要经过二阶惯性环节渐近达到。

1.5 一次调频性能分析

机组一次调频动作后补偿频差所需的蒸汽变化量，在一次调频期间可视为恒定的单位阶跃量，即G（s）=1/s。将G（s）代入式（3），并进行易于拉式反变换的运算，则：

式（4）拉式反变换后，得出1 000 MW 二次再热机组一次调频负荷响应的时间函数：

式中：e是自然常数，e≈2.718。

根据现行标准，火电机组一次调频的动态性能要达到：1）15 s 内达到75%目标负荷，2）30 s 内达到90%目标负荷，3）响应达到目标负荷的稳定时间小于60 s［6］。

通过式（5）分别计算考核点15 s、30 s、60 s 的一次调频性能如下：

P(15)=0.458，P(30)=0.642，P(60)=0.866。

结果表明，理论蒸汽增量恒定的情况下，1 000 MW二次再热机组在15 s、30 s、60 s时的一次调频负荷响应，只能分别达到目标负荷的45.8%、64.2%、86.6%，满足不了现行考核标准的要求。若通过增加汽轮机进汽量使得一次调频负荷响应从45.8%增加到标准要求的75%，进汽增量需比理论值增大1.6倍以上。

2 二次再热机组一次调频增负荷性能提升策略

多台二次再热机组一次调频试验表明，单纯利用主蒸汽调门节流调节，在正常的滑压运行方式下，对于小频差一次调频，机组的调节裕度能够满足标准要求；而对于电网频率下降0.1 Hz 以上的频差，即使汽轮机主蒸汽调门快速全开，60 s 内负荷最大增加值也难以达到目标负荷的50%［7］，与理论计算结果基本吻合。满足大频差一次调频增负荷性能达标，二次再热汽轮机需处于主蒸汽调门开度28%以下、主蒸汽压力节流比在10%以上的节流状态［8］。过小的调门开度不仅会降低机组的经济性，还会造成节流噪音和超高压缸振动；同时，也使机组丧失了关调门、减负荷的一次调频能力。

因此，必须研究能辅助二次再热机组主蒸汽调门节流调频技术的一次调频提升策略。

2.1 现有的一次调频性能提升策略

在提升二次再热机组一次调频性能的策略研究上，国内外技术人员已研发了不同的辅助调频技术，主要集中在超高压缸补汽阀技术、切除低压加热器抽汽或凝结水节流技术、切除高压加热器抽汽或给水旁路技术等。

这些技术策略的共同点都是利用机组的潜在蓄热增加做功的蒸汽量：补汽阀技术可增加二次再热汽轮机各缸的蒸汽量，切除高压加热器抽汽或给水旁路技术增加了高、中、低压缸的蒸汽量，切除低压加热器抽汽或凝结水节流技术增加了中、低压缸的蒸汽量。通过不同程度地增加做功的蒸汽量，这些技术都能有效提高二次再热机组的一次调频增负荷性能。

但是，这些技术策略也增加了设备的投资，并对机组参数稳定和设备安全产生负面影响：补汽阀投用时，喷入的蒸汽垂直于汽缸内蒸汽流向，两股汽流剧烈混合，会造成汽轮机1 号、2 号轴承振动升高；切除低压加热器抽汽或凝结水节流技术，对低压加热器寿命损害很大，也大幅影响除氧器、凝汽器水位；切除高压加热器抽汽或给水旁路技术，也会损害高压加热器寿命，并造成给水和主蒸汽温度大幅下滑［9-12］。因此，这些现有的技术在国内电厂都是谨慎使用。

2.2 新的一次调频性能提升策略

针对二次再热机组的特点，通过对热力系统做结构性调整，使机组在一次调频期间，利用同样的蒸汽量快速输出更多的功率。主要基于以下两方面考虑。

1）现行一次调频的考核标准是中国国家标准化管理委员会2013 年颁布的《火力发电机组一次调频试验及性能验收》，而我国首台二次再热机组是2015年投产的，因此，标准中没有考虑二次再热机组的特殊性。对于现行标准，绝大多数一次再热机组都能达标，且主蒸汽调门尚有调节裕度，说明对一次再热机组而言，标准制定得并不严苛。倘若二次再热机组能像一次再热机组一样参与一次调频，其调频性能应能满足标准的要求。

2）从再热容积时间常数看，1 000 MW 二次再热机组一次再热系统惯性较大，时间常数Trh1≈28 s，从式（5）可看出：以Trh1为特征量的分项，系数大于1，在机组负荷响应中负作用量很大；且Trh1越大，负作用量也越大。因此，一次再热系统惯性是影响二次再热机组一次调频性能的主要因素。二次再热机组一次调频的提升策略应设法避开一次再热容积惯性的影响。

基于以上考虑，提出了新的提升一次调频性能策略，通过在二次再热机组超高压缸排汽管道和高压缸排汽管道间（即一、二次再热冷段管道间）设置旁通管道，并在管道上设置减压阀，共同组成调频辅助系统。在电网频率下降0.1 Hz 以上，机组触发一次调频时，辅助系统的减压阀快速打开，使增量蒸汽绕过一次再热系统和高压缸，经二次再热系统尽快输送到中低压缸，形成仅通过超高压缸和中低压缸、类似一次再热机组的快速做功途径；在电网频率正常或减压阀打开一定时间（比如60 s）后，关闭减压阀，调频辅助系统退出。

根据标准要求，一次调频最大负荷变化量为6%额定功率，综合考虑汽轮机各缸的功率占比及高压缸功率零增长的因素，辅助系统的管道容量可按照8%二次再热蒸汽额定流量设计；减压阀出口压力按二次再热系统安全门的动作压力选取。图3 中虚线部分为增设的调频辅助系统。

图3 二次再热机组调频辅助系统

2.3 新策略下一次调频性能分析

调频辅助系统投入的情况下，可将二次再热机组一次调频时汽轮机的做功模式作理想化处理：增量蒸汽仅通过超高压缸和中低压缸产生补偿功率。图2的汽轮机数学模型简化为图4。

图4 1 000 MW汽轮机辅助调频工况数学模型

对图4数学模型为

将G（s）=1/s代入式（6），并进行易于拉式反变换的运算，则：

式（7）拉式反变换后，得出1 000 MW 二次再热机组辅助一次调频工况下的负荷响应时间函数：

机组一次调频在15 s、30 s、60 s时的负荷响应分别为：P(15)≈0.776；P(30)≈0.927；P(60)≈0.990。

计算结果说明，在调频辅助系统投用的情况下，1 000 MW 二次再热机组虽然少了高压缸的做功增量，仅相当于850 MW 的一次再热机组。但该“缺缸”运行方式，既减小了超高压缸后的阻力，有利于其做功和发挥功率自然过调特性，也避开了一次再热系统的惯性延滞，使功率占比大、做功能力强的中低压缸能尽早出力，最终使机组总功率的叠加累积速度大幅提升。在一次调频动作后15 s、30 s、60 s时，分别达到目标负荷的77.6%、92.7%、99.0%，满足了考核标准的要求。

2.4 新策略的优点

新策略无须改动机组通过主蒸汽调门调频的原有逻辑功能，控制简单，作用单一，易于运行人员掌握。

新策略与补汽阀、切除低压加热器抽汽或凝结水节流、切除高压加热器抽汽或给水旁路等调频技术无冲突，可组合使用，共同提高二次再热机组的深度调频能力。

调频辅助系统阻力小，能自动从一次再热系统中抽取足量的蒸汽，相当于利用了一次再热容积蓄热和节流了高压加热器抽汽。在主蒸汽调门全开的情况下，也可与高压旁路系统组成调频通道，增加调频蒸汽量的同时，避免了超高压缸排汽压力快速上升。

调频辅助系统连接的是汽温相近的一、二次再热管道冷段，无需高温管材，设备成本低，运行可靠性高。

调频辅助系统只在大频差一次调频时投用，作用时间1～2 min，不会对机组效率产生大的影响。

调频辅助系统最多改变8%二次再热额定蒸汽量的走向，且改变的冷蒸汽由一次再热器加热变为二次再热器加热，短时间内对汽缸的进汽温度影响甚微。新策略对机组安全稳定运行的影响远比其他技术小，无须准备额外安全措施。

3 结语

与一次再热机组相比，二次再热机组增加了一个汽缸和一次蒸汽再热，致使负荷响应最快的超高压缸功率占比减少了15%；而功率占比70%左右的中低压缸，却因再热容积惯性的增加，负荷响应进一步延缓了。二次再热机组结构上的特点造成其一次调频性能较差。根据数学模型和机组设计参数，可计算分析出1 000 MW 二次再热机组一次再热容积惯性是一次调频性能差的主要因素。

通过增设辅助调频热力系统，改变一次调频时增量蒸汽走向，避开一次再热容积惯性的负面影响，能大幅提高二次再热机组的动态增负荷能力，使机组大频差一次调频性能达到考核标准的要求。该二次再热机组一次调频提升策略将技术手段从单纯增加蒸汽量扩展到避开再热容积惯性，为进一步研究更加灵活、高效的火电机组综合一次调频技术开拓了思路。