何 寧， 謝 天， 尹俊杰， 王文彬， 崔青汝， 趙永亮

(1．國(guó)家能源集團(tuán)新能源技術(shù)研究院有限公司，北京 102211；2．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，西安 710049)

“雙碳”戰(zhàn)略目標(biāo)下，我國(guó)能源結(jié)構(gòu)向著“清潔低碳、安全高效”的方向轉(zhuǎn)型，煤炭將由主體能源向基礎(chǔ)能源轉(zhuǎn)變。截至2021年底，燃煤發(fā)電裝機(jī)容量占我國(guó)發(fā)電裝機(jī)容量的46.7%，其發(fā)電量占我國(guó)總發(fā)電量的60%[1]。未來(lái)很長(zhǎng)一段時(shí)間內(nèi)燃煤發(fā)電在發(fā)電行業(yè)內(nèi)仍將發(fā)揮重要作用，推動(dòng)燃煤發(fā)電節(jié)能減排是我國(guó)電力行業(yè)產(chǎn)業(yè)升級(jí)的迫切需求。

針對(duì)燃煤機(jī)組穩(wěn)態(tài)工況下的能耗分析問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)開(kāi)展了大量的研究，并形成了比較成熟的節(jié)能診斷理論體系，包括等效熱降法[2]和循環(huán)函數(shù)法[3]等。學(xué)者們利用這些能耗分析方法對(duì)燃煤機(jī)組的節(jié)能潛力進(jìn)行了挖掘，提出了煙氣余熱回收[4]、冷端系統(tǒng)優(yōu)化[5]和蒸汽參數(shù)優(yōu)化[6]等系統(tǒng)節(jié)能優(yōu)化方案。但是，風(fēng)電、光電等時(shí)變特性強(qiáng)烈的新能源發(fā)電比例逐年攀升，使得燃煤機(jī)組需要承擔(dān)更多的調(diào)峰調(diào)頻任務(wù)[7]，瞬態(tài)運(yùn)行過(guò)程更加頻繁[8]，這使得燃煤機(jī)組變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程能耗分析逐漸成為了研究的重點(diǎn)和難點(diǎn)。Wang等[9]研究發(fā)現(xiàn)，燃煤機(jī)組在變負(fù)荷過(guò)程中的能耗受到負(fù)荷率、變負(fù)荷速率、熱力設(shè)備蓄能和熱工過(guò)程控制等多重因素影響，并對(duì)單個(gè)換熱器進(jìn)行進(jìn)一步研究，發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)參數(shù)及運(yùn)行參數(shù)會(huì)影響瞬態(tài)過(guò)程中的不可逆性，導(dǎo)致額外的可用能損失[10]。郭喜燕等[11]也研究了瞬態(tài)過(guò)程中鍋爐內(nèi)部的蓄熱分布情況以及蓄熱對(duì)發(fā)電煤耗量的影響規(guī)律。董竹林等[12]提出了燃煤機(jī)組靈活運(yùn)行中的滑壓曲線(xiàn)優(yōu)化方法，結(jié)果表明該方法可提升穩(wěn)態(tài)運(yùn)行效率和變負(fù)荷速率。

在瞬態(tài)過(guò)程中，燃煤機(jī)組熱力設(shè)備蓄能變化以及額外的可用能損失對(duì)能耗的影響是不可避免的。同時(shí)，瞬態(tài)過(guò)程中蒸汽參數(shù)會(huì)出現(xiàn)一定偏差，這也會(huì)增大機(jī)組的能耗。20世紀(jì)90年代以來(lái)，我國(guó)在燃煤機(jī)組熱經(jīng)濟(jì)性計(jì)算方面的研究逐漸增多，趙恕[13]探討了經(jīng)濟(jì)性指標(biāo)的計(jì)算方法和相關(guān)熱力參數(shù)，分析了火電廠(chǎng)煤耗的影響因素。許相波[14]利用等效熱降法和偏差分析法建立燃煤機(jī)組運(yùn)行參數(shù)的耗差分析模型，計(jì)算機(jī)組的主要運(yùn)行參數(shù)偏離目標(biāo)值時(shí)給機(jī)組經(jīng)濟(jì)性帶來(lái)的影響，明晰了導(dǎo)致機(jī)組經(jīng)濟(jì)性下降的主要因素，并編制了燃煤機(jī)組熱經(jīng)濟(jì)性能在線(xiàn)分析的軟件。楊志平[15]研究了環(huán)境、工況等條件對(duì)燃煤機(jī)組能耗時(shí)空分布特性的影響規(guī)律，并對(duì)變工況、實(shí)際狀況下機(jī)組的能耗特性進(jìn)行了研究，獲得了全工況運(yùn)行下燃煤機(jī)組的節(jié)能診斷分析方法。總體來(lái)看，以上能耗分析方法的重點(diǎn)仍在主要設(shè)備與系統(tǒng)方面，能耗評(píng)價(jià)層次停留在歷史數(shù)據(jù)層面，并且大都采用傳統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)模型進(jìn)行能耗計(jì)算，無(wú)法適用于燃煤機(jī)組頻繁瞬態(tài)運(yùn)行過(guò)程。因此，對(duì)燃煤機(jī)組進(jìn)行能耗分析時(shí)要綜合考慮各動(dòng)態(tài)因素造成的偏差，準(zhǔn)確地獲得機(jī)組的實(shí)時(shí)運(yùn)行狀態(tài)，才能更精確地揭示瞬態(tài)過(guò)程的能耗變化規(guī)律，進(jìn)而深度挖掘其節(jié)能潛力。

1 理論模型

燃煤電站的熱效率為鍋爐效率ηb、汽輪機(jī)絕對(duì)內(nèi)效率ηi、管道效率ηp、機(jī)械傳動(dòng)效率ηm與發(fā)電機(jī)效率ηg的乘積。由熱效率建立起的發(fā)電功率與輸入熱量的關(guān)系[16]為：

Pe=ηb·ηi·ηp·ηm·ηg·Qcp

(1)

式中：Pe為汽輪機(jī)組發(fā)電功率，kW；Qcp為進(jìn)入鍋爐的燃煤攜帶的能量，kJ/s。

由于煤質(zhì)參數(shù)多變，發(fā)熱量會(huì)偏離設(shè)計(jì)煤種，并且現(xiàn)有測(cè)量設(shè)備對(duì)燃料輸入量的測(cè)量存在偏差，因此Qcp很難直接測(cè)量。燃煤機(jī)組進(jìn)行能耗分析時(shí)，一般通過(guò)發(fā)電功率Pe與熱效率的比值來(lái)計(jì)算Qcp，也可以將其換算成標(biāo)準(zhǔn)煤耗率。管道效率ηp、機(jī)械傳動(dòng)效率ηm和發(fā)電機(jī)效率ηg均為0.99左右，并且在不同工況運(yùn)行時(shí)基本不發(fā)生變化，因此對(duì)燃煤機(jī)組能耗分析的重點(diǎn)在于分析鍋爐效率ηb和汽輪機(jī)絕對(duì)內(nèi)效率ηi的變化[16]。

以下分別從汽輪機(jī)和鍋爐2個(gè)方面進(jìn)行理論推導(dǎo)，對(duì)燃煤機(jī)組進(jìn)行瞬態(tài)過(guò)程的能耗分析。

1.1 鍋爐能耗分析

鍋爐可視為一個(gè)多輸入、多輸出的能量轉(zhuǎn)換系統(tǒng)。從工質(zhì)側(cè)看，輸入為給水、冷再熱蒸汽和減溫噴水等，輸出為主蒸汽和再熱蒸汽等；從風(fēng)煙側(cè)看，輸入為一次風(fēng)、二次風(fēng)和燃煤等，輸出為排煙。鍋爐內(nèi)部流動(dòng)的工質(zhì)以及金屬結(jié)構(gòu)本身均具有蓄熱能力，可以?xún)?chǔ)存一定的能量。在瞬態(tài)過(guò)程中，鍋爐的能量平衡方程為：

(2)

式中：Hwi為全部輸入工質(zhì)的總焓值，kJ/s；Hwo為全部輸出工質(zhì)的總焓值，kJ/s；Qloss為鍋爐的熱損失量，包括排煙熱損失、不完全燃燒熱損失、灰渣物理熱損失和鍋爐散熱損失等，kJ/s；Ehs1為金屬的總蓄熱量，kJ；Ehs2為鍋爐內(nèi)工質(zhì)的總蓄熱量，kJ；t為時(shí)間，s。

共建，更是發(fā)揮了“以點(diǎn)帶面”的輻射作用。“平安西江”的影響正積極向外拓展。廣西海事局積極與廣東海事局對(duì)接合作，在西江廣西段也開(kāi)展了“平安西江”共建行動(dòng)。而在北江流域，在各市政府和有關(guān)部門(mén)的支持下，共建“平安北江”的行動(dòng)也于今年7月16日正式啟動(dòng)。

將式(2)變形之后可以得到鍋爐效率和進(jìn)入鍋爐的燃煤攜帶能量：

(3)

(4)

Hwo與Hwi的差值為工質(zhì)吸熱量，由于直接測(cè)量得到的燃煤機(jī)組蒸汽流量普遍不準(zhǔn)確，用正平衡法結(jié)合工質(zhì)吸熱量計(jì)算鍋爐效率的方法難以應(yīng)用。在鍋爐穩(wěn)態(tài)運(yùn)行過(guò)程中，其金屬蓄熱量與工質(zhì)蓄熱量均保持不變，因此d(Ehs1+Ehs2)為0，只需計(jì)算出鍋爐的熱損失量再使用反平衡法即可計(jì)算出鍋爐效率。但在瞬態(tài)過(guò)程中，蓄熱的變化使得工質(zhì)吸熱量與鍋爐熱損失量之和并不等于燃料提供的熱量，無(wú)法使用反平衡法計(jì)算鍋爐效率。因此，必須考慮鍋爐蓄熱量的變化，將其加入到鍋爐效率的計(jì)算中。

1.1.1 鍋爐金屬蓄熱變化量計(jì)算

燃煤機(jī)組運(yùn)行過(guò)程中換熱設(shè)備的溫度測(cè)量是較為準(zhǔn)確的，因此可以通過(guò)溫度變化來(lái)計(jì)算蓄熱量的變化。對(duì)于某個(gè)換熱設(shè)備，可將其視為比熱容均勻的一個(gè)區(qū)段，在其金屬壁面選取一特征點(diǎn)測(cè)量溫度，即用集總參數(shù)法進(jìn)行簡(jiǎn)化；若換熱設(shè)備較為龐大，可將其分為若干個(gè)換熱區(qū)段，計(jì)算出每個(gè)區(qū)段的金屬質(zhì)量，并在每個(gè)區(qū)段選取一個(gè)特征點(diǎn)，監(jiān)測(cè)其溫度變化。經(jīng)過(guò)以上處理，鍋爐換熱器被劃分為多個(gè)區(qū)段，且每個(gè)區(qū)段可以測(cè)量出集總溫度，進(jìn)而通過(guò)各個(gè)特征點(diǎn)的溫度變化表征鍋爐金屬蓄熱量的變化。

(5)

式中：k為換熱區(qū)段序號(hào)；n為換熱區(qū)段的總數(shù)量；Ek1為k區(qū)段金屬的蓄熱量，kJ；Tk1為k區(qū)段金屬的集總溫度，K；mk1為k區(qū)段金屬的總質(zhì)量，kg；c(Tk1)為k區(qū)段金屬在當(dāng)前溫度下的比熱容，kJ/(kg·K)，根據(jù)換熱器使用的金屬材料計(jì)算得到；在實(shí)際運(yùn)行中，dTk1/dt可以用2個(gè)相鄰測(cè)量時(shí)間點(diǎn)的差分代替。

由于本文的瞬態(tài)過(guò)程計(jì)算所需的是金屬蓄熱的瞬時(shí)變化量，并非總蓄熱量，所以在選取換熱區(qū)段的特征點(diǎn)時(shí)，選用鍋爐現(xiàn)有的換熱器溫度測(cè)點(diǎn)進(jìn)行蓄熱變化量計(jì)算是足夠的。

1.1.2 鍋爐工質(zhì)蓄熱變化量計(jì)算

工質(zhì)蓄熱變化量的計(jì)算同樣采用分區(qū)段計(jì)算的方法。與金屬蓄熱變化量不同的是，工質(zhì)蓄熱變化量同時(shí)受到壓力、溫度影響。在瞬態(tài)過(guò)程中，壓力、溫度的變化不僅會(huì)導(dǎo)致工質(zhì)的焓值發(fā)生變化，還會(huì)引起工質(zhì)密度的變化，因此鍋爐中工質(zhì)的總質(zhì)量并不是恒定的。對(duì)于在超臨界壓力下運(yùn)行的鍋爐，其工質(zhì)蓄熱量為：

(6)

式中：Ek2為k區(qū)段工質(zhì)的蓄熱量，kJ；Tk2為k區(qū)段工質(zhì)的集總溫度，K；pk2為k區(qū)段工質(zhì)的集總壓力，MPa；Vk為k區(qū)段換熱器工質(zhì)側(cè)的容積，m3；ρs為T(mén)k2、pk2狀態(tài)下工質(zhì)的密度，kg/m3；hs為該狀態(tài)下工質(zhì)的焓值，kJ/kg。

當(dāng)鍋爐在低負(fù)荷、亞臨界壓力下運(yùn)行時(shí)，水冷壁內(nèi)工質(zhì)會(huì)呈現(xiàn)氣液兩相混合狀態(tài)，該狀態(tài)下工質(zhì)蓄熱量無(wú)法通過(guò)溫度與壓力直接計(jì)算，需要通過(guò)工質(zhì)干度計(jì)算出蒸汽與液態(tài)水的質(zhì)量，再計(jì)算蓄熱量：

(7)

式中：j1和j2分別為氣液兩相區(qū)起始區(qū)段和結(jié)束區(qū)段的序號(hào)；φd為兩相區(qū)內(nèi)氣態(tài)工質(zhì)的體積分?jǐn)?shù)；ρg為蒸汽的密度，kg/m3；hg為蒸汽的焓值，kJ/kg；ρl為液態(tài)水的密度，kg/m3；hl為液態(tài)水的焓值，kJ/kg。

1.2 汽輪機(jī)能耗分析

汽輪機(jī)是燃煤機(jī)組中熱功轉(zhuǎn)換的主要設(shè)備，其效率等于汽輪機(jī)機(jī)械功Wi與熱耗量Q0之比。汽輪機(jī)機(jī)械功可以通過(guò)機(jī)械傳動(dòng)效率ηm、發(fā)電機(jī)效率ηg與直接測(cè)量得到的發(fā)電功率Pe計(jì)算得到，但由于無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量蒸汽流量，難以直接計(jì)算熱耗量Q0。

在瞬態(tài)過(guò)程中，汽輪機(jī)系統(tǒng)的蓄熱變化量遠(yuǎn)小于鍋爐系統(tǒng)，并且由于蒸汽流速極快，從進(jìn)入汽缸作功到排出僅需要很短的時(shí)間，因此在瞬態(tài)過(guò)程中計(jì)算汽輪機(jī)效率時(shí)可以采用與穩(wěn)態(tài)工況相同的方法。根據(jù)汽輪機(jī)的設(shè)計(jì)參數(shù)擬合出各級(jí)相對(duì)內(nèi)效率曲線(xiàn)，并建立變工況計(jì)算模型[17]。將進(jìn)入汽輪機(jī)的蒸汽溫度和壓力以及汽輪機(jī)背壓作為輸入量，在變工況計(jì)算模型中通過(guò)迭代計(jì)算出汽輪機(jī)的熱耗量Q0，進(jìn)而計(jì)算出汽輪機(jī)的絕對(duì)內(nèi)效率ηi。

2 案例機(jī)組

選用某660 MW超超臨界燃煤機(jī)組作為研究對(duì)象。該鍋爐為對(duì)沖燃燒、一次中間再熱、超超臨界壓力、滑壓運(yùn)行的π型直流鍋爐，最大蒸發(fā)量為2 082 t/h。采用的某煙煤低位發(fā)熱量為22 700 kJ/kg。汽輪機(jī)為一次中間再熱凝汽式機(jī)組，共有7段抽汽，分別供給3級(jí)高壓加熱器、1級(jí)除氧器和3級(jí)低壓加熱器。機(jī)組在設(shè)計(jì)工況下的參數(shù)如表1所示，其中THA表示機(jī)組熱耗率驗(yàn)收工況。

表1 設(shè)計(jì)工況下機(jī)組的主要熱力參數(shù)

該機(jī)組的熱力系統(tǒng)示意圖如圖1所示,其中G為發(fā)電機(jī)。給水進(jìn)入鍋爐后首先經(jīng)過(guò)尾部煙道的省煤器，然后沿下降管進(jìn)入爐膛，經(jīng)過(guò)下部螺旋水冷壁和上部垂直水冷壁后到達(dá)汽水分離器，之后依次經(jīng)過(guò)頂棚過(guò)熱器、包墻過(guò)熱器、低溫過(guò)熱器、屏式過(guò)熱器、后屏過(guò)熱器、末級(jí)過(guò)熱器，再通過(guò)主蒸汽管道進(jìn)入汽輪機(jī)高壓缸(HP)。冷再熱蒸汽離開(kāi)汽輪機(jī)高壓缸后回到鍋爐，依次經(jīng)過(guò)低溫再熱器、高溫再熱器，再進(jìn)入汽輪機(jī)中壓缸(IP)做功，之后進(jìn)入低壓缸(LP)，做完功后排放至凝汽器。汽輪機(jī)相對(duì)內(nèi)效率的擬合曲線(xiàn)如圖2所示。

圖1 燃煤機(jī)組熱力系統(tǒng)示意圖

圖2 汽輪機(jī)相對(duì)內(nèi)效率擬合曲線(xiàn)

在計(jì)算鍋爐效率時(shí)，熱損失量Qloss中的化學(xué)不完全燃燒熱損失、物理不完全熱損失、散熱損失、灰渣物理熱損失均采用穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的數(shù)值計(jì)算。根據(jù)煙氣溫度和空氣溫度計(jì)算出排煙焓值與冷空氣焓值，進(jìn)而計(jì)算出排煙熱損失[18]。

計(jì)算瞬態(tài)過(guò)程中鍋爐蓄熱量的變化時(shí)，首先要對(duì)鍋爐內(nèi)部加熱器劃分區(qū)段。依據(jù)加熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)以及便于測(cè)量和計(jì)算的原則，將鍋爐內(nèi)部劃分為15個(gè)區(qū)段，各個(gè)區(qū)段包含的換熱設(shè)備及管道如表2所示。對(duì)于每個(gè)區(qū)段，集總溫度和集總壓力均取區(qū)段起點(diǎn)與區(qū)段終點(diǎn)測(cè)量值的平均值。區(qū)段4～區(qū)段6為氣液兩相區(qū)，計(jì)算工質(zhì)干度時(shí)采用區(qū)段起點(diǎn)與區(qū)段終點(diǎn)干度的平均值。

表2 鍋爐系統(tǒng)區(qū)段劃分

3 瞬態(tài)過(guò)程的能耗計(jì)算

針對(duì)所研究的660 MW燃煤機(jī)組，獲得主蒸汽溫度、主蒸汽壓力、再熱蒸汽溫度、再熱蒸汽壓力、汽輪機(jī)背壓以及鍋爐各區(qū)段的集總溫度和集總壓力后，利用上述模型計(jì)算了機(jī)組的實(shí)時(shí)能耗，并將其轉(zhuǎn)換為標(biāo)準(zhǔn)煤耗量：

(8)

式中：Bcp為標(biāo)準(zhǔn)煤耗量，kg/s；qnet,s為標(biāo)準(zhǔn)煤的低位發(fā)熱量，取29 270 kJ/kg。

將計(jì)算得到的煤耗量與實(shí)測(cè)煤耗量進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示。由于電廠(chǎng)使用的燃煤煤質(zhì)會(huì)偏離設(shè)計(jì)煤種，并且煤質(zhì)化驗(yàn)參數(shù)也存在偏差，難以換算成標(biāo)準(zhǔn)煤耗量，因此將實(shí)測(cè)煤耗量與計(jì)算煤耗量的縱坐標(biāo)進(jìn)行了線(xiàn)性變換，可以更直觀地對(duì)比其變化趨勢(shì)。

圖3 煤耗量計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的對(duì)比

從圖3可以看出，采用本文模型計(jì)算的煤耗量與實(shí)測(cè)煤耗量的變化趨勢(shì)基本一致。然而，由于電廠(chǎng)對(duì)煤質(zhì)、煤量的測(cè)量均存在偏差，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)并不能反映真實(shí)的運(yùn)行能耗水平，僅可作為參考。為此，采用GSE軟件建立了該機(jī)組的動(dòng)態(tài)機(jī)理模型。在該動(dòng)態(tài)模型中，機(jī)組的各個(gè)設(shè)備進(jìn)行了節(jié)點(diǎn)化處理，并用兩相流六方程進(jìn)行求解[19]。鍋爐工質(zhì)側(cè)仿真模型如圖4所示，各個(gè)受熱面被劃分為若干個(gè)節(jié)點(diǎn)，并通過(guò)換熱板與風(fēng)煙側(cè)連接，進(jìn)行能量交換。模型的穩(wěn)態(tài)工況計(jì)算精度以及瞬態(tài)過(guò)程中的動(dòng)態(tài)特性均已通過(guò)驗(yàn)證[20]。

圖4 鍋爐仿真模型(工質(zhì)側(cè))示意圖

利用動(dòng)態(tài)模型進(jìn)行了50%THA～75%THA內(nèi)不同升負(fù)荷速率(6.6 MW/min、9.9 MW/min和13.2 MW/min)的模擬，獲得了主蒸汽與再熱蒸汽的熱力參數(shù)，以及表2中各區(qū)段的集總溫度和集總壓力，通過(guò)能耗分析模型計(jì)算出鍋爐的煤耗量，并與動(dòng)態(tài)模型的煤耗量進(jìn)行了對(duì)比。如圖5所示，在各個(gè)升負(fù)荷速率下能耗分析模型計(jì)算的煤耗量均與仿真模型的煤耗量吻合良好。

圖5 50%THA～75%THA升負(fù)荷過(guò)程中的煤耗量

進(jìn)一步將煤耗量轉(zhuǎn)換為標(biāo)準(zhǔn)煤耗率，在不同的升負(fù)荷速率下對(duì)比了能耗分析模型與仿真模型計(jì)算值的偏差，如圖6所示。由于高負(fù)荷工況下鍋爐的蓄熱量相比低負(fù)荷更大，因此在升負(fù)荷過(guò)程中標(biāo)準(zhǔn)煤耗率會(huì)升高，以彌補(bǔ)蓄熱量的差值。瞬態(tài)過(guò)程中能耗分析模型的標(biāo)準(zhǔn)煤耗率計(jì)算值與仿真模型計(jì)算值存在一定偏差，并且升負(fù)荷速率越大，計(jì)算誤差越大，但整體變化趨勢(shì)是相符的。在13.2 MW/min升負(fù)荷速率下，50%THA～75%THA升負(fù)荷過(guò)程中標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的最大偏差為0.94%。

圖6 50%THA～75%THA升負(fù)荷過(guò)程中的標(biāo)準(zhǔn)煤耗率

同理，進(jìn)行了75%THA～50%THA降負(fù)荷過(guò)程的模擬，采用能耗分析模型計(jì)算了煤耗量和標(biāo)準(zhǔn)煤耗率，并與仿真模型進(jìn)行對(duì)比，如圖7和圖8所示。在降負(fù)荷過(guò)程中鍋爐釋放蓄熱，標(biāo)準(zhǔn)煤耗率會(huì)降低。在13.2 MW/min降負(fù)荷速率下，標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的最大偏差為0.79%。

圖7 75%THA～50%THA降負(fù)荷過(guò)程中的煤耗量

圖8 75%THA～50%THA降負(fù)荷過(guò)程中的標(biāo)準(zhǔn)煤耗率

以上計(jì)算結(jié)果表明，整體來(lái)看，所建立的能耗分析模型對(duì)瞬態(tài)過(guò)程中標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的計(jì)算較為準(zhǔn)確，與能耗的波動(dòng)趨勢(shì)吻合良好，僅在變負(fù)荷速率較快時(shí)會(huì)略有偏差，但仍可以滿(mǎn)足工程實(shí)踐中的精度需求。因此，本文模型可以用于電廠(chǎng)瞬態(tài)運(yùn)行過(guò)程中的實(shí)時(shí)能耗分析。

4 結(jié) 論

(1) 與電廠(chǎng)實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)相比，由于實(shí)測(cè)煤耗量存在一定偏差且缺乏實(shí)時(shí)煤質(zhì)參數(shù)，所提出的能耗分析模型煤耗量計(jì)算值與實(shí)測(cè)值在數(shù)值上無(wú)法完全統(tǒng)一，但變化趨勢(shì)吻合良好。

(2) 與仿真模型得到的煤耗量相比，能耗分析模型計(jì)算出的煤耗量、標(biāo)準(zhǔn)煤耗率均吻合良好。在升負(fù)荷過(guò)程中標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的最大偏差為0.94%，在降負(fù)荷過(guò)程中標(biāo)準(zhǔn)煤耗率的最大偏差為0.79%，可以滿(mǎn)足工程應(yīng)用中的精度需求。