王建華，王朝陽(yáng)，石 峰，劉 明，種道彤

660 MW機(jī)組冷端建模與循環(huán)水系統(tǒng)瞬態(tài)優(yōu)化運(yùn)行

王建華1,2，王朝陽(yáng)3，石 峰1,2，劉 明3，種道彤3

（1.國(guó)網(wǎng)河南省電力公司電力科學(xué)研究院，河南 鄭州 450002；2.河南恩湃高科集團(tuán)有限公司，河南 鄭州 450002；3.西安交通大學(xué)動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049）

為研究燃煤機(jī)組變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中的能耗特性，探索機(jī)組瞬態(tài)運(yùn)行過(guò)程中的節(jié)能空間，本文基于GSE軟件搭建了某超臨界660 MW燃煤機(jī)組動(dòng)態(tài)仿真模型，并耦合電廠冷端動(dòng)態(tài)仿真模型，最終完成了整個(gè)熱力系統(tǒng)的仿真建模。在仿真模型的基礎(chǔ)上，對(duì)機(jī)組在75%~100%THA負(fù)荷區(qū)間內(nèi)變負(fù)荷過(guò)程中瞬態(tài)過(guò)程的能耗特性進(jìn)行了研究。結(jié)果表明：機(jī)組變負(fù)荷過(guò)程中，存在最優(yōu)切泵負(fù)荷點(diǎn)，使得機(jī)組在變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中供電煤耗率最小；研究范圍內(nèi)，不同負(fù)荷點(diǎn)切泵，最大標(biāo)準(zhǔn)煤耗率差值為0.14 g/(kW·h)。

超臨界機(jī)組；變負(fù)荷；冷端運(yùn)行；瞬態(tài)過(guò)程；凝汽器；能耗特性

目前火電機(jī)組仍然是我國(guó)電力生產(chǎn)的主體，是我國(guó)國(guó)民經(jīng)濟(jì)長(zhǎng)期穩(wěn)定發(fā)展的基本保障[1]。雖然近幾年來(lái)國(guó)家大力發(fā)展太陽(yáng)能、風(fēng)能等可再生資源發(fā)電事業(yè)，越來(lái)越多的新能源電站并網(wǎng)發(fā)電[2]，但新能源發(fā)電由于普遍具有間歇性、周期性以及地域局限性，難以穩(wěn)定可靠地保證電網(wǎng)的電力需求。因此，我國(guó)大多數(shù)火電機(jī)組即將面臨長(zhǎng)期調(diào)峰任務(wù)的挑戰(zhàn)，快速啟停深度調(diào)峰和彈性運(yùn)行已經(jīng)逐漸成為現(xiàn)役火電機(jī)組的必備性能。

隨著越來(lái)越多的火電機(jī)組參與調(diào)峰和調(diào)頻，研究其變負(fù)荷過(guò)程的運(yùn)行性能逐漸成為一個(gè)熱點(diǎn)。劉吉臻等[2]對(duì)凝結(jié)水節(jié)流等一次調(diào)頻方案進(jìn)行了較為詳細(xì)的研究。文獻(xiàn)[3]對(duì)超臨界火電機(jī)組瞬態(tài)變負(fù)荷過(guò)程能耗特性展開(kāi)了系統(tǒng)的研究與分析。孫偉鵬等[4]對(duì)某超超臨界機(jī)組的瞬變負(fù)荷過(guò)程中機(jī)組的供電煤耗率進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[5-6]對(duì)燃煤機(jī)組靈活性運(yùn)行展開(kāi)了較為廣泛的研究。

冷端的運(yùn)行狀況直接關(guān)乎整個(gè)機(jī)組的運(yùn)行安全和經(jīng)濟(jì)，而最佳凝汽器真空是機(jī)組在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)最優(yōu)運(yùn)行狀態(tài)。金路[7]和劉志巍[8]等針對(duì)機(jī)組冷端運(yùn)行做了大量研究，針對(duì)循環(huán)水泵的開(kāi)啟臺(tái)數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，以確保機(jī)組在不同負(fù)荷下能耗降至最低。徐星等[9]針對(duì)汽輪機(jī)變工況下凝汽器的最佳真空進(jìn)行了系統(tǒng)研究。機(jī)組冷端系統(tǒng)動(dòng)態(tài)，特別是凝汽器的動(dòng)態(tài)特性備受關(guān)注。崔凝等[10]建立了凝汽器動(dòng)態(tài)模型，并研究了不同外界因素對(duì)凝汽器運(yùn)行的影響。李永華等[11-12]研究了凝汽器壓力對(duì)機(jī)組煤耗的影響。

然而，冷端系統(tǒng)的運(yùn)行策略對(duì)超臨界機(jī)組變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程的能耗特性的研究較少。為此，本文以某超臨界660 MW機(jī)組為研究對(duì)象，利用GSE軟件搭建鍋爐系統(tǒng)和汽輪機(jī)系統(tǒng)[13-14]模型，在此基礎(chǔ)上耦合電廠冷端系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模型[14]，建立了整個(gè)熱力系統(tǒng)仿真模型。在仿真模型的基礎(chǔ)上，研究了冷端系統(tǒng)循環(huán)水泵的運(yùn)行控制策略對(duì)機(jī)組升負(fù)荷過(guò)程中能耗特性的影響。

1 機(jī)組動(dòng)態(tài)仿真模型及供電能耗

1.1 機(jī)組概況

某超臨界660 MW火電機(jī)組采用超臨界、一次中間再熱、單軸、三缸四排汽、濕冷凝汽式汽輪機(jī)。該機(jī)組鍋爐和汽輪機(jī)的主要參數(shù)見(jiàn)表1、表2。本文基于GSE仿真軟件搭建了鍋爐及汽輪機(jī)模型，分別如圖1、圖2所示，模型的精度驗(yàn)證見(jiàn)文獻(xiàn)[3,12]。

表1 鍋爐主要參數(shù)

Tab.1 Main parameters of the boiler

表2 汽輪機(jī)主要參數(shù)

Tab.2 Main parameters of the steam turbine

1.2 冷端系統(tǒng)仿真模型

機(jī)組冷端系統(tǒng)如圖3所示，主要由凝汽器、冷卻水源、循環(huán)水泵組以及連接其間的管道組成。其中凝汽器主要參數(shù)為：冷卻水量69 600 t/h，冷卻水溫度20 ℃，冷卻面積34 000 m2，管內(nèi)流速2.2 m/s，熱井容積110 m3，凝汽器凈質(zhì)量70 700 kg，凝汽器質(zhì)量（運(yùn)行）1 626 000 kg，凝汽器凈質(zhì)量（滿水）2 866 000 kg。循環(huán)水泵型號(hào)為SEZ2200-1590/1400，主要參數(shù)為：流量10 m3/s，揚(yáng)程15.5 m，轉(zhuǎn)速 330 r/min。循環(huán)水泵的運(yùn)行工作點(diǎn)與管道特性和水泵運(yùn)行臺(tái)數(shù)相關(guān)。表3為相應(yīng)工作點(diǎn)處循環(huán)水泵的揚(yáng)程、流量、耗功及效率相關(guān)參數(shù)。

表3 循環(huán)水泵工作點(diǎn)相關(guān)參數(shù)(2×660 MW機(jī)組)

Tab.3 The related parameters of the circulating water pump’s operation points (2×660 MW unit)

針對(duì)冷端系統(tǒng)的建模分為凝汽器殼側(cè)和凝汽器管側(cè)進(jìn)行。

1.2.1凝汽器殼側(cè)模型

根據(jù)凝汽器內(nèi)工質(zhì)的不同物性，將其殼側(cè)分為蒸汽區(qū)和熱井水區(qū)2個(gè)區(qū)。為簡(jiǎn)單起見(jiàn)，可假設(shè)凝汽器內(nèi)的不凝結(jié)氣體不變。

1）蒸汽區(qū)的蒸汽質(zhì)量 凝汽器蒸汽質(zhì)量平衡方程為

式中，s為凝汽器中的蒸汽存量，∑s為進(jìn)出凝汽器的蒸汽質(zhì)量不平衡量，其計(jì)算式為

式中，st為汽輪機(jī)排汽量，ost為凝汽器的其他進(jìn)汽量，f為凝汽器的疏水閃蒸量，c為主蒸汽凝結(jié)量。

2）蒸汽區(qū)的蒸汽分壓 凝汽器中的蒸汽可視為理想氣體。根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程，凝汽器內(nèi)蒸汽分壓s的關(guān)系式為

對(duì)其進(jìn)行偏微分可得

凝汽器運(yùn)行過(guò)程中，蒸汽的平均溫度s和凝汽器內(nèi)汽（氣）空間的變化很小，可近似認(rèn)為d/d≈0，ds/d≈0。

3）凝汽器內(nèi)部蒸汽的平均焓值savg蒸汽的平均焓值按照進(jìn)入凝汽器的蒸汽充分混合后計(jì)算，各處的焓值相等。由能量守衡原理得

式中，st為汽輪機(jī)排汽焓值，savg為凝汽器焓值平均值，c為凝汽器內(nèi)部蒸汽壓力對(duì)應(yīng)的飽和焓值。

4）熱井水質(zhì)量w熱井區(qū)質(zhì)量平衡方程為

式中，w為熱井中水的質(zhì)量，∑w為進(jìn)出熱井水的質(zhì)量不平衡量，l為冷卻水管泄漏量，f為熱井水的閃蒸量，o為凝汽器出水量。

5）熱井水焓值w由熱井能量平衡方程得

式中，cw為凝汽器壓力下的飽和水焓，l為循環(huán)冷卻水焓。

1.2.2凝汽器管側(cè)模型

在凝汽器管側(cè)，通過(guò)能量平衡方程計(jì)算冷卻水吸熱量、冷卻水出口溫度、冷卻水管金屬壁溫等參數(shù)。

1）冷卻水管金屬壁溫m根據(jù)凝汽器換熱過(guò)程的蒸汽凝結(jié)放熱、冷卻水管導(dǎo)熱、冷卻水對(duì)流吸熱等環(huán)節(jié)，利用能量平衡方程得：

式中，s為蒸汽凝結(jié)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，為重力加速度，l為結(jié)水的密度，s為飽和蒸汽的密度，l為凝結(jié)水的導(dǎo)熱系數(shù)，為順汽流方向的換熱管排數(shù)，l為凝結(jié)水的動(dòng)力黏度，sur為換熱管壁面溫度，A為凝汽器換熱面積，為蒸汽凝結(jié)放熱量，c為冷卻水吸熱量，m為冷卻水管金屬質(zhì)量，m為冷卻水管比熱容。

考慮到凝結(jié)液膜過(guò)冷度及溫度分布的非線性因素，式(10)中可以表示為

式中，fg為蒸汽潛熱，c,l為凝結(jié)水定壓比熱容。

2）冷卻水出口溫度2根據(jù)冷卻水吸熱環(huán)節(jié)，利用能量平衡原理得：

式中，c為冷卻水吸熱量，w為冷卻水流量，w為冷卻水比熱容；cw為冷卻水管的比熱容，c為水側(cè)對(duì)流換熱系數(shù)；為循環(huán)水的雷諾數(shù)，為普朗特?cái)?shù)；為循環(huán)水導(dǎo)熱系數(shù)，為冷卻水管內(nèi)徑。

其中循環(huán)水流量可通過(guò)聯(lián)立管道特性曲線與泵組特性曲線（水泵特性曲線）得到其運(yùn)行工況點(diǎn)。其中管道特性曲線方程為

式中：為冷卻水流量，m/s；和為常數(shù)，分別為0.003和18.0。

凝汽器是冷端的核心部件，本文采用文獻(xiàn)[15]中具有類似換熱原理的純凝段加熱器動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)間接驗(yàn)證了其模型的準(zhǔn)確性。

1.3 瞬態(tài)過(guò)程做功與能耗特性

瞬態(tài)過(guò)程機(jī)組平均標(biāo)準(zhǔn)煤耗計(jì)算方法為：

2 冷端控制策略與機(jī)組能耗特性

2.1 凝汽器動(dòng)態(tài)特性

凝汽器為冷端系統(tǒng)的主要設(shè)備，為研究冷端系統(tǒng)對(duì)整個(gè)機(jī)組在瞬態(tài)過(guò)程中供電能耗特性的影響，本文首先針對(duì)凝汽器進(jìn)行了動(dòng)態(tài)特性研究。本文所研究的機(jī)組，其冷端循環(huán)水泵為2臺(tái)定速泵。瞬態(tài)過(guò)程中，根據(jù)需要啟停1臺(tái)水泵，以保障機(jī)組的凈輸出功最大。冷端系統(tǒng)的水泵開(kāi)啟數(shù)目直接影響循環(huán)水流量；而當(dāng)循環(huán)水流量發(fā)生階躍擾動(dòng)時(shí)，凝汽器的壓力也將改變。

圖4為=500 s時(shí)，循環(huán)水流量擾動(dòng)對(duì)凝汽器壓力的影響。由圖4可見(jiàn)：循環(huán)水流量從20 m3/s降低至10 m3/s，凝汽器壓力迅速增加，50 s后，壓力變化減緩，大約在200 s后，凝汽器壓力基本趨于穩(wěn)定；而在流量發(fā)生階躍增加后，凝汽器壓力迅速降低，50 s后，壓力變化減緩，大約在200 s后，凝汽器壓力基本趨于穩(wěn)定。

2.2 變負(fù)荷切泵負(fù)荷點(diǎn)對(duì)機(jī)組供電能耗的影響

機(jī)組在不同的運(yùn)行工況點(diǎn)，其最佳凝汽器真空會(huì)發(fā)生改變，對(duì)應(yīng)的循環(huán)水泵的運(yùn)行臺(tái)數(shù)也將發(fā)生改變。例如，從工況A升負(fù)荷至工況B，2×660 MW機(jī)組的最佳凝汽器真空對(duì)應(yīng)的循環(huán)水泵運(yùn)行臺(tái)數(shù)從3變?yōu)?，在此過(guò)程中，不同負(fù)荷下開(kāi)啟第4臺(tái)水泵，則整個(gè)變負(fù)荷過(guò)程中的供電量將發(fā)生改變。

對(duì)于現(xiàn)役調(diào)峰火電機(jī)組，75%~100% THA是其工作常態(tài)，常規(guī)的變負(fù)荷速率控制在1.5%BMCR/min以內(nèi)。為探討機(jī)組在變負(fù)荷過(guò)程中的最小供電煤耗率，本文以機(jī)組從75%THA升負(fù)荷至100% THA為例，分別從75%、80%、85%、90%、95%、100% THA為變負(fù)荷過(guò)程中的切泵點(diǎn)（開(kāi)啟第4臺(tái)循環(huán)水泵），研究不同切負(fù)荷點(diǎn)工況下機(jī)組供電能耗的變化規(guī)律。

2.2.1升負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程

圖5為升負(fù)荷過(guò)程中，在負(fù)荷率s=75%時(shí)增加1臺(tái)循環(huán)水泵時(shí)凝汽器壓力變化趨勢(shì)。從圖5可見(jiàn)：整個(gè)升負(fù)荷過(guò)程中，在負(fù)荷指令到達(dá)目標(biāo)負(fù)荷之前，凝汽器壓力受變負(fù)荷速率影響較為明顯；到達(dá)目標(biāo)負(fù)荷后，凝汽器壓力變化緩慢直至穩(wěn)定。

機(jī)組從=0時(shí)開(kāi)始以不同的變負(fù)荷速率升負(fù)荷。從變負(fù)荷開(kāi)始，分別經(jīng)過(guò)負(fù)荷指令到達(dá)目標(biāo)負(fù)荷和機(jī)組主要參數(shù)到達(dá)穩(wěn)定（當(dāng)實(shí)時(shí)壓力與最終壓力相差不足0.05 kPa時(shí)視為瞬態(tài)過(guò)程結(jié)束）2個(gè)階段。不同變負(fù)荷速率下，機(jī)組瞬態(tài)過(guò)程主要參數(shù)見(jiàn)表4。由表4可見(jiàn)：以升負(fù)荷速率為1.5%BMCR/min為例，負(fù)荷上升時(shí)間用時(shí)1 000 s，參數(shù)穩(wěn)定用時(shí) 355 s；隨著升負(fù)荷速率的增加，機(jī)組到達(dá)負(fù)荷指令所需要的時(shí)間逐漸減小，但到達(dá)最終參數(shù)逐漸穩(wěn)定的時(shí)間逐漸增大，最終瞬態(tài)過(guò)程的總時(shí)間隨著變負(fù)荷速率的增大而減小。

表4 機(jī)組升變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程主要參數(shù)

Tab.4 Key parameters of the unit during loading up processes

圖6為機(jī)組從75%THA工況分別以0.5% BMCR/min、1.0% BMCR/min和1.5% BMCR/min速率升負(fù)荷至100% THA過(guò)程中，在不同負(fù)荷率s時(shí)增加循環(huán)水泵運(yùn)行臺(tái)數(shù)，機(jī)組瞬態(tài)過(guò)程平均供電煤耗率的變化規(guī)律。

從圖6可見(jiàn)：升負(fù)荷過(guò)程中，機(jī)組在瞬態(tài)過(guò)程中的供電煤耗隨著變負(fù)荷速率的增加而增大；當(dāng)機(jī)組以變負(fù)荷速率為0.5%BMCR/min從75%THA升負(fù)荷至100%THA過(guò)程中，冷端循環(huán)水系統(tǒng)在不同的負(fù)荷率下增加1臺(tái)循環(huán)水泵，整個(gè)瞬態(tài)過(guò)程機(jī)組的平均供電煤耗率存在差異；s=95%時(shí)增加1臺(tái)循環(huán)水泵，整個(gè)瞬態(tài)過(guò)程的平均標(biāo)準(zhǔn)供電煤耗為296.88 g/(kW·h)；增加1臺(tái)循環(huán)水泵，整個(gè)瞬態(tài)過(guò)程的平均標(biāo)準(zhǔn)供電煤耗為297.02 g/(kW·h)；s=75%和s=95%時(shí)2個(gè)瞬態(tài)過(guò)程相比，平均供電煤耗率相差0.14 g/(kW·h)。升負(fù)荷速率為1.0% BMCR/min和1.5% BMCR/min時(shí)的平均供電標(biāo)準(zhǔn)煤耗率變化規(guī)律與0.5% BMCR/min時(shí)一致。

2.2.2降負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程

圖7為機(jī)組從100%THA以不同的變速率降負(fù)荷至75%THA過(guò)程中，在不同負(fù)荷率時(shí)減少循環(huán)水泵運(yùn)行臺(tái)數(shù)，機(jī)組瞬態(tài)過(guò)程平均供電煤耗率的變化規(guī)律。不同的變負(fù)荷速率下，機(jī)組瞬態(tài)過(guò)程的總時(shí)間和不同時(shí)刻減少水泵運(yùn)行臺(tái)數(shù)引起的瞬態(tài)過(guò)程的主要參數(shù)變化見(jiàn)表5。

表5 機(jī)組降變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程主要參數(shù)變化

Tab.5 Key parameters of the unit during loading down processes

對(duì)比表4、表5可知：相同的變負(fù)荷速率下，機(jī)組在降負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中所用的時(shí)間更長(zhǎng)；機(jī)組邊界條件基本保持不變后，主要參數(shù)到達(dá)新的穩(wěn)定狀態(tài)所需要的時(shí)間明顯大于升負(fù)荷過(guò)程；相同變負(fù)荷速率下，降低負(fù)荷過(guò)程中，在不同負(fù)荷率下減少循環(huán)水泵運(yùn)行的臺(tái)數(shù)，對(duì)瞬態(tài)過(guò)程供電煤耗的影響最大約為0.1 g/(kW·h)，隨著變負(fù)荷速率的增大，煤耗差值逐漸減小。

圖7是降負(fù)荷過(guò)程中，當(dāng)負(fù)荷率為75%時(shí)，減少1臺(tái)運(yùn)行水泵，凝汽器壓力的變化趨勢(shì)。結(jié)合 表5、圖7可知，與升負(fù)荷類似，降負(fù)荷過(guò)程所需參數(shù)穩(wěn)定時(shí)間隨著降負(fù)荷速率的增加而增大。

比較圖7a)—圖7c)，以選取s=75%進(jìn)行切泵為例（圖8）分析發(fā)現(xiàn)：降負(fù)荷過(guò)程中，隨著降負(fù)荷速率的增加，機(jī)組在瞬態(tài)過(guò)程中的供電煤耗率逐漸減??；同一變負(fù)荷速率下，在不同時(shí)刻減少1臺(tái)循環(huán)水泵，對(duì)整個(gè)瞬態(tài)過(guò)程的平均供電煤耗有一定影響；選擇在變負(fù)荷初期或者末期減少1臺(tái)循環(huán)水泵，整個(gè)瞬態(tài)過(guò)程的平均供電煤耗均非最小值；在降負(fù)荷過(guò)程中，s=90%時(shí)，減少1臺(tái)循環(huán)水泵，與降負(fù)荷過(guò)程結(jié)束時(shí)減泵相比，煤耗率最大相差約為0.1 g/(kW·h)。

3 結(jié) 論

本文以某超臨界660 MW濕冷機(jī)組為研究對(duì)象，利用GSE軟件搭建了鍋爐系統(tǒng)和汽輪機(jī)系統(tǒng)模型，在此基礎(chǔ)上結(jié)合電廠冷端系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模型，最終搭建了整個(gè)熱力系統(tǒng)仿真模型。在機(jī)組冷端動(dòng)態(tài)模型的基礎(chǔ)上，獲得了循環(huán)水流量對(duì)凝汽器壓力變化的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。在熱力仿真模型的基礎(chǔ)上，研究了冷端系統(tǒng)循環(huán)水泵的運(yùn)行策略對(duì)機(jī)組在75%~ 100%THA變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中能耗特性的影響，并獲得了如下結(jié)論：

1）循環(huán)水流量階躍增加后，凝汽器壓力先迅速降低，后緩慢變化到穩(wěn)定狀態(tài)；循環(huán)水流量階躍減少后，凝汽器壓力迅速增加，后緩慢變化到穩(wěn)定狀態(tài)；在凝汽器壓力變化整個(gè)過(guò)程中，快速變化的時(shí)間占整個(gè)變化時(shí)間的1/4左右。

2）升負(fù)荷過(guò)程中，在不同負(fù)荷率下增加循環(huán)水泵，對(duì)瞬態(tài)過(guò)程中平均供電煤耗率有較大的影響。研究范圍內(nèi)，在負(fù)荷指令到達(dá)95%THA時(shí)增加1臺(tái)循環(huán)水泵，機(jī)組在升負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中的平均標(biāo)準(zhǔn)煤耗率最低；相同變負(fù)荷速率下不同負(fù)荷點(diǎn)切泵，供電煤耗率最大相差0.14 g/(kW·h)；隨著變負(fù)荷速率的增加，差值逐漸變小。

3）降負(fù)荷過(guò)程中，在不同負(fù)荷率下減少循環(huán)水泵，對(duì)瞬態(tài)過(guò)程中平均供電煤耗率有一定的影響。研究范圍內(nèi)，在負(fù)荷指令到達(dá)90%THA時(shí)減少1臺(tái)循環(huán)水泵，機(jī)組在降負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程中的平均標(biāo)準(zhǔn)煤耗率最低；相同變負(fù)荷速率下不同負(fù)荷點(diǎn)切泵，供電煤耗率最大相差約為0.1 g/(kW·h)；隨著變負(fù)荷速率的增加，差值逐漸變小。

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Dynamic modeling and optimization on cold end system of a 660 MW power unit during transient processes

WANG Jianhua1,2, WANG Chaoyang3, SHI Feng1,2, LIU Ming3, CHONG Daotong3

(1. State Grid Henan Electric Power Research Institute, Zhengzhou 450002, China; 2. Henan Enpai Gaoke Group Co., Ltd., Zhengzhou 450002, China; 3. State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

To study the energy consumption characteristics of coal-fired units during load cycling transient processes, the energy-saving space during transient operation of the power units was explored. By applying the GSE software, a dynamic simulation model of a supercritical 660 MW coal-fired unit was established, coupling the cold-end dynamic simulation model of the power plant, and the simulation modeling of the entire thermal system was finished finally. On the basis of this dynamic model, the energy consumption characteristics of the unit during load cycling between 75% THA and 100% THA transient processes were studied. The results show that, there is an optimal switching pump load rate which makes the energy consumption of the unit minimum during the load cycling transient processes. Within the scope of the study, the maximum difference in standard coal consumption rate is 0.14 g/(kW·h) for switching the pump in different load rates.

supercritical unit, varying load, cold end operation, transient process, condenser, energy consumption characteristics

TM621

A

10.19666/j.rlfd.201901063

2019-01-27

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目(2017YFB0602101)

Supported by：National Key Research and Development Program (2017YFB0602101)

王建華(1980)，男，碩士，高級(jí)工程師，主要研究方向?yàn)闊崃ο到y(tǒng)節(jié)能技術(shù)，94660214@qq.com。

種道彤(1978)，男，博士，教授，主要研究方向?yàn)闊崃ο到y(tǒng)節(jié)能與控制技術(shù)，dtchong@xjtu.edu.cn。

王建華, 王朝陽(yáng), 石峰, 等. 660 MW機(jī)組冷端建模與循環(huán)水系統(tǒng)瞬態(tài)優(yōu)化運(yùn)行[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(10): 97-104. WANG Jianhua, WANG Chaoyang, SHI Feng, et al. Dynamic modeling and optimization on cold end system of a 660 MW power unit during transient processes[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(10): 97-104.

（責(zé)任編輯 劉永強(qiáng)）