劉鑫屏， 田 亮，2， 王 琪， 劉吉臻，2

（1.華北電力大學(xué) 控制與計(jì)算機(jī)工程學(xué)院，保定071003；2.華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京102206）

“十一五”期間我國大力發(fā)展熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組.許多北方省份的供熱機(jī)組裝機(jī)容量占當(dāng)?shù)鼗痣姍C(jī)組裝機(jī)容量的50%以上.供暖季節(jié)，供熱機(jī)組多工作在“以熱定電”方式下，基本不參與電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻.

北方地區(qū)正是風(fēng)電等新能源發(fā)展迅速的地區(qū)，電網(wǎng)為吸納風(fēng)電等清潔能源，區(qū)域電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻能力持續(xù)下降［1－2］.供熱機(jī)組參與電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻是大勢所趨，吉林省、天津市等都已經(jīng)開展這方面的研究工作［3－6］.

供熱機(jī)組存在熱電耦合現(xiàn)象，很難在滿足供熱要求的同時(shí)滿足電網(wǎng)自動(dòng)發(fā)電控制（AGC）和一次調(diào)頻性能指標(biāo)，為深入分析供熱機(jī)組調(diào)峰調(diào)頻特性、熱網(wǎng)特性以及研究供熱機(jī)組優(yōu)化控制，需要建立其簡化非線性動(dòng)態(tài)模型［7－8］.

劉吉臻等［9］建立了供熱機(jī)組發(fā)電負(fù)荷－汽輪機(jī)前壓力－供熱抽汽質(zhì)量流量的動(dòng)態(tài)模型，但是很多供熱機(jī)組常通過控制供熱抽汽壓力來控制供熱負(fù)荷，并不直接對供熱抽汽質(zhì)量流量進(jìn)行調(diào)節(jié).所以建立供熱機(jī)組發(fā)電負(fù)荷－汽輪機(jī)前壓力－抽汽壓力與給煤質(zhì)量流量－汽輪機(jī)調(diào)門開度－調(diào)節(jié)蝶閥開度的簡化非線性動(dòng)態(tài)模型更具普遍意義.

1 供熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

典型抽汽式供熱機(jī)組的供熱抽汽取自汽輪機(jī)中壓缸排汽，中壓缸排汽壓力即供熱抽汽壓力，其供熱部分熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)見圖1.汽輪機(jī)中壓缸排汽被分成兩部分：一部分通過調(diào)節(jié)蝶閥進(jìn)入汽輪機(jī)低壓缸內(nèi)繼續(xù)做功；另一部分經(jīng)逆止閥、快關(guān)閥和隔離閥進(jìn)入熱網(wǎng)加熱器提供供熱熱源，冷卻后經(jīng)過熱網(wǎng)疏水泵送入除氧器.熱網(wǎng)循環(huán)水經(jīng)過熱網(wǎng)循環(huán)水泵升壓后由熱網(wǎng)管道送至各個(gè)二級換熱站，釋放熱量后返回?zé)峋W(wǎng)加熱器.整個(gè)供熱抽汽及熱網(wǎng)系統(tǒng)的運(yùn)行原理與汽輪機(jī)回?zé)峒訜嵯到y(tǒng)中的高壓加熱器和低壓加熱器類似.熱網(wǎng)加熱器也分為管側(cè)和殼側(cè)，熱網(wǎng)循環(huán)水在管側(cè)流動(dòng)，供熱抽汽在殼側(cè)凝結(jié)為當(dāng)前壓力下的飽和水，釋放的熱量被熱網(wǎng)循環(huán)水帶走，而疏水由疏水泵抽走，通過調(diào)節(jié)疏水質(zhì)量流量控制熱網(wǎng)加熱器的水位［10－12］.

圖1 抽汽式供熱機(jī)組供熱部分熱力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structural diagram of thermodynamic system for heating parts in extraction heating units

當(dāng)需要增加供熱負(fù)荷時(shí)，將調(diào)節(jié)蝶閥開度減小，此時(shí)汽輪機(jī)中壓缸排汽壓力升高，因而更多的蒸汽進(jìn)入熱網(wǎng)加熱器，熱網(wǎng)加熱器內(nèi)蒸汽飽和溫度升高，供熱出水溫度升高.需要減小供熱負(fù)荷時(shí)則與之相反.停止供熱時(shí)，調(diào)節(jié)蝶閥全開，同時(shí)供熱快關(guān)閥關(guān)閉，汽輪機(jī)工作于純凝狀態(tài).

熱網(wǎng)供熱采用“質(zhì)”、“量”并調(diào)的運(yùn)行方式，即通過控制汽輪機(jī)供熱抽汽壓力保證熱網(wǎng)出水溫度的穩(wěn)定，采用調(diào)節(jié)熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量的方式保證供熱量適合用戶取暖需要.熱網(wǎng)循環(huán)泵采用變頻調(diào)節(jié)方式，能夠精確地控制熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量.熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量定值一般根據(jù)室外溫度確定，也可以利用熱網(wǎng)循環(huán)水回水溫度進(jìn)行修正.

2 供熱系統(tǒng)模型

通過分析純凝機(jī)組在不同負(fù)荷下的熱力特性，發(fā)現(xiàn)汽輪機(jī)中壓缸排汽量與機(jī)組發(fā)電負(fù)荷存在近似線性關(guān)系，對于供熱機(jī)組這一關(guān)系依然成立.不同之處在于這部分蒸汽一部分進(jìn)入汽輪機(jī)低壓缸，另一部分被抽出汽輪機(jī).供熱機(jī)組存在以下熱平衡關(guān)系

式中：Qzo為汽輪機(jī)中壓缸排汽包含有效熱量（有效熱量指蒸汽總焓中可以轉(zhuǎn)化為發(fā)電功率的部分），MW；Qdi為進(jìn)入汽輪機(jī)低壓缸蒸汽包含有效熱量，MW；Qh為汽輪機(jī)供熱抽汽包含有效熱量，MW.

進(jìn)入汽輪機(jī)低壓缸蒸汽質(zhì)量流量與中壓缸排汽壓力和抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度的乘積成正比，其包含有效熱量可以由下式計(jì)算

式中：K5為進(jìn)入低壓缸蒸汽的做功系數(shù)，亦稱低壓缸增益；pz為汽輪機(jī)中壓缸排汽壓力，即供熱抽汽壓力，MPa；uH為抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度，%.

對于熱網(wǎng)加熱器，存在如下能量平衡關(guān)系：汽輪機(jī)供熱抽汽釋放的熱量等于熱網(wǎng)循環(huán)水吸收的熱量，考慮到熱網(wǎng)加熱器存在蓄熱，并且忽略熱網(wǎng)加熱器的端差，則有

式中：Mh為以溫度為標(biāo)準(zhǔn)的熱網(wǎng)加熱器蓄熱系數(shù)，MJ／℃；to為熱網(wǎng)加熱器內(nèi)飽和溫度，等于熱網(wǎng)循環(huán)水出水溫度，℃；ξ為機(jī)組熱循環(huán)效率，%；qm，x為熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量，t／h；cp，x為熱網(wǎng)循環(huán)水的比定壓熱容，MJ／（t·℃）；ti為熱網(wǎng)循環(huán)水回水溫度，℃.

在式（3）中，to不是一個(gè)合適的狀態(tài)變量，因?yàn)槠錅y點(diǎn)位置在熱網(wǎng)循環(huán)水出水管道側(cè)，測量延遲時(shí)間很長，同時(shí)to也不是汽輪機(jī)的被控參數(shù).根據(jù)熱網(wǎng)加熱器運(yùn)行特性，加熱器殼側(cè)水處于飽和狀態(tài)，飽和溫度和飽和壓力存在唯一對應(yīng)關(guān)系，忽略供熱抽汽流動(dòng)壓差，熱網(wǎng)加熱器內(nèi)蒸汽飽和壓力等于汽輪機(jī)中壓缸排汽壓力，因此用中壓缸排汽壓力pz代替熱網(wǎng)加熱器內(nèi)飽和溫度to是合適的.表1列出了正常工況范圍內(nèi)汽輪機(jī)中壓缸排汽壓力與對應(yīng)的飽和溫度.

表1 飽和溫度與汽輪機(jī)中壓缸排汽壓力Tab.1 Exhaust pressure and corresponding saturated temperature

經(jīng)過線性擬合后可以得到

熱網(wǎng)加熱器內(nèi)飽和水的比定壓熱容與溫度的關(guān)系見表2.

表2 比定壓熱容與溫度的關(guān)系Tab.2 Relationship between specific heat at constant pressure and temperature

取比定壓熱容為4.25，將式（4）代入式（3）得

根據(jù)汽輪機(jī)能量平衡原則，中壓缸排汽包含有效熱量等于進(jìn)入汽輪機(jī)的有效熱量減去高壓缸和中壓缸做功，即

式中：K3為汽輪機(jī)增益；K4為高壓缸、中壓缸做功占整個(gè)汽輪機(jī)做功的比例.

實(shí)際上，由于在純凝工況和供熱工況下中壓缸排汽壓力不同，即使汽輪機(jī)進(jìn)汽參數(shù)相同，高壓缸、中壓缸做功占整個(gè)汽輪機(jī)做功的比例也是不同的，供熱工況下由于中壓缸排汽壓力降低，因此高壓缸、中壓缸做功份額大于相同進(jìn)汽參數(shù)下的純凝工況.建模過程中對此予以簡化，將K4近似為一常數(shù)，但這種簡化不會對中壓缸排汽壓力及抽汽質(zhì)量流量的計(jì)算產(chǎn)生較大影響.

將式（2）、式（5）、式（6）代入式（1）可得

整理得到

式中：Ch＝96 Mh，為按壓力計(jì)算得到的熱網(wǎng)加熱器蓄熱系數(shù)，MJ／MPa；K6＝4.25ξ，為熱網(wǎng)循環(huán)水的有效比熱容.

蒸汽在汽輪機(jī)內(nèi)的做功量等于蒸汽在高壓缸、中壓缸與低壓缸內(nèi)做功之和，因此蒸汽在汽輪機(jī)內(nèi)的做功過程可以描述為：

供熱抽汽質(zhì)量流量近似與供熱抽汽包含的有效熱量成正比

式中：qm，H為供熱抽汽質(zhì)量流量，t／h；K7為供熱抽汽有效熱量折合蒸汽流量系數(shù).

對于純凝機(jī)組，汽輪機(jī)一級壓力可以用汽輪機(jī)前壓力與汽輪機(jī)調(diào)門開度的乘積計(jì)算，但對于供熱機(jī)組，由于中壓缸排汽壓力發(fā)生變化，沿用以上計(jì)算方法存在一定誤差，該誤差在計(jì)算鍋爐蒸汽質(zhì)量流量時(shí)要加以修正，但對于控制用簡化非線性建模可以忽略.

3 供熱機(jī)組整體模型

3.1 動(dòng)態(tài)模型

采用抽汽式汽輪機(jī)的供熱機(jī)組在非供熱工況下的動(dòng)態(tài)模型與純凝機(jī)組模型結(jié)構(gòu)相同，直接引用純凝機(jī)組負(fù)荷－壓力簡化非線性動(dòng)態(tài)模型，在此模型基礎(chǔ)上，按照第2節(jié)所述，對其供熱部分進(jìn)行分析和改進(jìn)，并結(jié)合文獻(xiàn)［13］得到典型供熱機(jī)組模型.

式中：qm，B為機(jī)組給煤質(zhì)量流量，t／h；uT為汽輪機(jī)調(diào)門開度，%；pT為汽輪機(jī)前壓力，MPa；NE為機(jī)組發(fā)電功率，MW；p1為汽輪機(jī)一級壓力，MPa；qm，m為制粉系統(tǒng)中實(shí)際進(jìn)入磨煤機(jī)的給煤質(zhì)量流量，t／h；qm，f為鍋爐燃燒率，t／h；K1為額定發(fā)電工況下單位燃料量對應(yīng)機(jī)組發(fā)電功率；K2為壓差擬合系數(shù)；τ為制粉過程遲延時(shí)間；Tf為制粉慣性時(shí)間；Cb為鍋爐蓄熱系數(shù)；Tt為汽輪機(jī)慣性時(shí)間.

模型包含3個(gè)控制輸入變量qm，B、uT、uH，2個(gè)擾動(dòng)輸入變量qm，x、ti和3個(gè)狀態(tài)輸出變量pT、NE、pz.模型還能夠反映機(jī)組其他2個(gè)輸出變量qm，H、p1.模型包含2個(gè)中間變量qm，m、qm，f，7個(gè)靜態(tài)參數(shù)K1、K2、K3、K4、K5、K6、K7和5個(gè)動(dòng)態(tài)參數(shù)τ、Tf、Cb、Tt、Ch.

依據(jù)北方聯(lián)合電力有限責(zé)任公司金橋熱電廠典型供熱機(jī)組設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)確定模型參數(shù)，其中確定模型靜態(tài)參數(shù)所用到的機(jī)組設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)見表3，表中下腳標(biāo)RG代表額定發(fā)電負(fù)荷工況，RH代表額定供熱負(fù)荷工況.

表3 機(jī)組設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)Tab.3 Design data of the unit

K1～K7的計(jì)算公式如下：

需要解釋的是，供熱抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度是利用進(jìn)入汽輪機(jī)低壓缸蒸汽質(zhì)量流量與中壓缸排汽壓力和抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度乘積成正比的關(guān)系計(jì)算得到的，并不是實(shí)際的抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度.抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度與進(jìn)入中壓缸蒸汽質(zhì)量流量之間存在嚴(yán)重的非線性關(guān)系.

模型動(dòng)態(tài)參數(shù)需要通過擾動(dòng)試驗(yàn)得到.制粉慣性時(shí)間和遲延時(shí)間通過給煤質(zhì)量流量擾動(dòng)試驗(yàn)確定，鍋爐蓄熱系數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)［14］中方法計(jì)算得到，汽輪機(jī)慣性時(shí)間根據(jù)汽輪機(jī)超速保護(hù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算得到.鍋爐蓄熱系數(shù)和汽輪機(jī)慣性時(shí)間沿用300MW機(jī)組典型數(shù)據(jù).模型中各個(gè)變量均采用工程常用單位，主要原因是模型可以不經(jīng)過單位變換，直接用于仿真和工程調(diào)試.

經(jīng)過試驗(yàn)和計(jì)算后，典型供熱機(jī)組發(fā)電負(fù)荷－汽輪機(jī)前壓力－抽汽壓力與給煤質(zhì)量流量－汽輪機(jī)調(diào)門開度－調(diào)節(jié)蝶閥開度之間的簡化非線性動(dòng)態(tài)模型為

3.2 模型驗(yàn)證

利用金橋熱電廠實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)來驗(yàn)證所建模型的合理性.將對象實(shí)際輸入信號qm，B、uT、uH和系統(tǒng)擾動(dòng)信號ti引入所建模型，得到模型輸出pt、NE、pz與現(xiàn)場這3個(gè)實(shí)際輸出信號的對比（見圖2）.圖2中細(xì)線為現(xiàn)場實(shí)際信號，粗線為模型輸出信號，由圖2可以看出，模型能夠很好地復(fù)現(xiàn)現(xiàn)場實(shí)際輸出.

圖2 模型驗(yàn)證Fig.2 Verification of the model

4 特性分析

通過被控對象開環(huán)狀態(tài)下輸入擾動(dòng)試驗(yàn)和控制系統(tǒng)投入閉環(huán)后對指令以及擾動(dòng)的響應(yīng)情況來分析對象動(dòng)態(tài)特性.機(jī)組額定供熱負(fù)荷工作點(diǎn)參數(shù)為：給煤質(zhì)量流量126.58t／h，汽輪機(jī)調(diào)門開度66.895%，抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度54.526%，機(jī)組發(fā)電功率235 MW，汽輪機(jī)前壓力16.67MPa，中壓缸排汽壓力0.35MPa，供熱抽汽質(zhì)量流量400t／h，熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量2 500t／h，回水溫度70℃.

圖3（a）～圖3（d）給出了對象其他輸入保持不變，給煤質(zhì)量流量、汽輪機(jī)調(diào)門開度、供熱抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度、熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量分別階躍降低10%擾動(dòng)下對象輸出的變化情況.當(dāng)給煤質(zhì)量流量降低時(shí)，機(jī)前壓力、一級壓力、機(jī)組發(fā)電功率、抽汽壓力和供熱抽汽質(zhì)量流量均下降；當(dāng)汽輪機(jī)調(diào)門開度減小時(shí)，機(jī)前壓力升高，機(jī)組發(fā)電功率先降低而后恢復(fù)到原來水平，一級壓力、抽汽壓力和供熱抽汽質(zhì)量流量均先降低而后恢復(fù)到原來水平；當(dāng)抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度減小時(shí)，機(jī)前壓力和一級壓力保持不變，機(jī)組發(fā)電功率因部分蒸汽在汽輪機(jī)低壓缸內(nèi)做功份額降低而降低，抽汽壓力升高，供熱抽汽質(zhì)量流量增加；當(dāng)熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量降低時(shí)，說明熱網(wǎng)所需熱量降低，此時(shí)由于熱網(wǎng)加熱器的自平衡作用，供熱抽汽質(zhì)量流量自動(dòng)降低，汽輪機(jī)發(fā)電負(fù)荷隨之增加，抽汽壓力升高，而機(jī)前壓力和一級壓力保持不變.

圖3 開環(huán)對象動(dòng)態(tài)特性Fig.3 Dynamic characteristics of open－loop object

衡量被控對象特性的方法很多，但比較實(shí)用的方法是將被控制對象納入到實(shí)際閉環(huán)控制系統(tǒng)中，通過比較閉環(huán)控制系統(tǒng)特性進(jìn)而分析對象特性.圖4～圖6中機(jī)組發(fā)電負(fù)荷與汽輪機(jī)前壓力采用供熱機(jī)組最常用的爐跟機(jī)控制方案，即鍋爐給煤質(zhì)量流量控制汽輪機(jī)前壓力、汽輪機(jī)調(diào)門開度控制機(jī)組發(fā)電負(fù)荷.圖4～圖6中（a）圖均為供熱回路未投入自動(dòng)時(shí)的動(dòng)態(tài)特性，（b）圖均為供熱回路投入自動(dòng)時(shí)的動(dòng)態(tài)特性，即抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度控制汽輪機(jī)抽汽壓力.

圖4給出了發(fā)電負(fù)荷指令以1.5倍額定發(fā)電功率／min的速率由235MW降低至215MW、汽輪機(jī)前壓力保持16.67MPa時(shí)各輸出的變化情況.由圖4可以看出，當(dāng)發(fā)電負(fù)荷變化時(shí)，由于進(jìn)入汽輪機(jī)的蒸汽質(zhì)量流量發(fā)生變化，對汽輪機(jī)供熱抽汽壓力和供熱抽汽質(zhì)量流量均產(chǎn)生擾動(dòng).圖4（a）中供熱抽汽壓力未投入自動(dòng)時(shí)，供熱抽汽壓力和供熱抽汽質(zhì)量流量擾動(dòng)較大，但因熱網(wǎng)加熱器的自平衡現(xiàn)象，最后也能達(dá)到一個(gè)新的平衡狀態(tài)；而圖4（b）中因供熱抽汽壓力投入自動(dòng)，供熱抽汽壓力定值設(shè)為0.35 MPa，供熱抽汽壓力和供熱抽汽質(zhì)量流量均能在較短時(shí)間內(nèi)恢復(fù)穩(wěn)定，對供熱回路影響很小.雖然未對供熱抽汽質(zhì)量流量施加直接的控制，但在汽輪機(jī)抽汽壓力投入閉環(huán)后，能夠保證在機(jī)組發(fā)電負(fù)荷變化時(shí)供熱負(fù)荷穩(wěn)定，這也是供熱機(jī)組只在汽輪機(jī)中壓缸與低壓缸連通管道內(nèi)安裝調(diào)節(jié)蝶閥，而不在汽輪機(jī)至熱網(wǎng)加熱器的抽汽管道內(nèi)安裝額外調(diào)節(jié)閥的原因.

圖5給出了熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量擾動(dòng)下各輸出的變化情況.當(dāng)熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量由2 500t／h降低到2 000t／h時(shí)，從圖5（a）可以看出，抽汽壓力升高到一個(gè)新的平衡狀態(tài)，抽汽質(zhì)量流量降低到一個(gè)新的穩(wěn)定水平；從圖5（b）可以看出，因抽汽壓力投入自動(dòng)，抽汽壓力先升高而后恢復(fù)到原來水平，抽汽質(zhì)量流量降低并達(dá)到一個(gè)新的穩(wěn)定水平.

另外還可以注意到一點(diǎn)，在熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量降低500t／h（降低比例為20%）的情況下，當(dāng)供熱抽汽壓力未投入自動(dòng)時(shí)，供熱抽汽質(zhì)量流量降低57t／h（降低比例為14.25%）；而當(dāng)供熱抽汽壓力投入自動(dòng)時(shí)，供熱抽汽質(zhì)量流量降低80t／h（降低比例為20%），即供熱抽汽壓力投入自動(dòng)后熱網(wǎng)循環(huán)水質(zhì)量流量與供熱抽汽質(zhì)量流量的變化比例相同.由此可以得到供熱機(jī)組的另一個(gè)重要特性：當(dāng)供熱抽汽壓力投入自動(dòng)后，供熱負(fù)荷需求變化時(shí)，供熱抽汽質(zhì)量流量能夠等比例變化，以適應(yīng)供熱負(fù)荷的需求.

圖4 發(fā)電負(fù)荷擾動(dòng)下的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性Fig.4 Dynamic characteristics under disturbance of generation load command

圖5 循環(huán)水質(zhì)量流量擾動(dòng)下的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性Fig.5 Dynamic characteristics under disturbance of circulating water flow

圖6給出了機(jī)組抽汽壓力定值擾動(dòng)下各輸出的變化情況.圖6（a）為抽汽調(diào)節(jié)蝶閥開度增大10%時(shí)的響應(yīng)曲線，圖6（b）為抽汽壓力定值0.35MPa降低至0.28MPa時(shí)的響應(yīng)曲線.由圖6可以看出，抽汽壓力調(diào)節(jié)無論是否投入自動(dòng)，快速調(diào)整供熱負(fù)荷都會對發(fā)電負(fù)荷和汽輪機(jī)前壓力造成較大影響，目前多采用限制調(diào)節(jié)蝶閥開度變化速率的方式消除這一影響.

圖6 抽汽壓力定值擾動(dòng)下的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性Fig.6 Dynamic characteristics under disturbance of extraction pressure set value

5 結(jié) 論

（1）建立了典型300MW供熱機(jī)組的簡化非線性動(dòng)態(tài)模型.經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證，模型能夠反映機(jī)組的主要?jiǎng)討B(tài)特性，具有較好的復(fù)現(xiàn)性.

（2）供熱機(jī)組抽汽壓力投入自動(dòng)控制后，供熱負(fù)荷需求變化時(shí)，供熱抽汽質(zhì)量流量能夠等比例變化，以適應(yīng)供熱負(fù)荷的需求.

（3）抽汽壓力調(diào)節(jié)無論是否投入自動(dòng)，快速調(diào)整供熱負(fù)荷都會對發(fā)電負(fù)荷和汽輪機(jī)前壓力造成較大影響，如果利用供熱機(jī)組投入AGC控制，則需要設(shè)計(jì)新的控制方案.

［1］賈科華.小熱電節(jié)能效益被漠視［N］.中國能源報(bào)，2012－09－24（19）.

［2］康艷兵，張建國，張揚(yáng).我國熱電聯(lián)產(chǎn)集中供熱的發(fā)展現(xiàn)狀、問題與建議［J］.中國能源，2008，30（10）：8－13.KANG Yanbing，ZHANG Jianguo，ZHANG Yang.Study on current status，barriers and recommendations of China＇s CHP／DHC market development［J］.Energy of China，2008，30（10）：8－13.

［3］朱劍英.330MW供熱機(jī)組AGC和一次調(diào)頻控制策略分析及優(yōu)化［J］.電力與能源，2012，33（3）：227－231.ZHU Jianying.Analysis and optimization of AGC and primary frequency control strategy for 330MW heating unit［J］.Power ＆Energy，2012，33（3）：227－231.

［4］楊勇.供熱機(jī)組一次調(diào)頻功能優(yōu)化［J］.中國科技信息，2012（22）：97，116.YANG Yong.Functional optimization of primary frequency regulation for heating units［J］.Science and Technology Information，2012（22）：97，116.

［5］龍虹毓，馬建偉，吳鍇，等.含熱電聯(lián)產(chǎn)和風(fēng)電機(jī)組的電網(wǎng)節(jié)能調(diào)度 ［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2011，31（11）：18－22.LONG Hongyu，MA Jianwei，WU Kai，et al.Energy conservation dispatch of power grid with mass cogeneration and wind turbines［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2011，31（11）：18－22.

［6］陳建華，吳文傳，張伯明，等.消納大規(guī)模風(fēng)電的熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組滾動(dòng)調(diào)度策略 ［J］.電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2012，36（24）：21－27.CHEN Jianhua，WU Wenchuan，ZHANG Boming，et al.A rolling generation dispatch strategy for co－generation units accommodating large－scale wind power integration ［J］.Automation of Electric Power Systems，2012，36（24）：21－27.

［7］吳龍，袁奇，劉昕.供熱機(jī)組熱電負(fù)荷最佳分配方法分析［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012，32（35）：6－12.WU Long，YUAN Qi，LIU Xin.Research on the scheme of optimal load distribution for cogeneration units［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（35）：6－12.

［8］吳龍，袁奇，丁俊齊，等.基于變工況分析的供熱機(jī)組負(fù)荷特性研究［J］.熱能動(dòng)力工程，2012，27（4）：424－428.WU Long，YUAN Qi，DING Junqi，et al.Study of the load characteristics of a heat－supply unit based on an analysis of its off－design operating conditions［J］.Journal of Engineering for Thermal Energy and Power，2012，27（4）：424－428.

［9］劉吉臻，王琪，田亮，等.供熱機(jī)組負(fù)荷－壓力簡化模型及特性分析［J］.動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2012，32（3）：192－196，228.LIU Jizhen，WANG Qi，TIAN Liang，et al.Simplified model and characteristic analysis of load－pressure object in heat supply units［J］.Journal of Chinese Society of Power Engineering，2012，32（3）：192－196，228.

［10］林振嫻，楊勇平，何堅(jiān)忍，等.供熱機(jī)組中壓缸排汽參數(shù)的確定方法［J］.中南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2011，42（10）：3201－3206.LIN Zhenxian，YANG Yongping，HE Jianren，et al.A new method for determining exhaust parameters of medium－pressure cylinder of heating units［J］.Journal of Central South University：Science and Technology，2011，42（10）：3201－3206.

［11］林振嫻，楊勇平，何堅(jiān)忍.熱網(wǎng)加熱器在熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)中的全工況分析［J］.中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2010，30（23）：14－18.LIN Zhenxian，YANG Yongping，HE Jianren.Analysis on the full conditions of thermal－system heater in the combined and heat power system ［J］.Proceedings of the CSEE，2010，30（23）：14－18.

［12］何曉紅，蔡睿賢.內(nèi)燃機(jī)及其熱電聯(lián)產(chǎn)系統(tǒng)的典型變工況解析特性［J］.工程熱物理學(xué)報(bào)，2008，29（2）：191－194.HE Xiaohong，CAI Ruixian.Typical off－design performances of internal combustion engine and its CHP system ［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2008，29（2）：191－194.

［13］田亮.單元機(jī)組非線性動(dòng)態(tài)模型的研究［D］.保定：華北電力大學(xué)，2005.

［14］劉鑫屏，田亮，趙征，等.汽包鍋爐蓄熱系數(shù)的定量分析［J］.動(dòng)力工程，2008，28（2）：216－220.LIU Xinping，TIAN Liang，ZHAO Zheng，et al.The quantitative analysis of the drum boiler heat storage coefficient ［J］.Journal of Power Engineering，2008，28（2）：216－220.