CN109538317B - 一种能够提高机组调峰能力的回热***及回热***储热罐蒸汽温度的动态计算方法 - Google Patents

Abstract

本发明是一种能够提高机组调峰能力的回热***，包括电站锅炉、汽轮机、发电机、凝汽器、凝结水泵、低压加热器、除氧器、给水泵、高压加热器、小汽轮机和减温减压器，其特点是，还包括储热罐，利用储热罐对回热***和小汽轮机供汽，在机组降低发电负荷时，储热罐从汽轮机内抽取富裕高温蒸汽，将热量直接以蒸汽形式存储在储热罐中。当机组负荷较高时，锅炉给水增加，回热***和小汽机用汽量增多，此时可将储热罐存储的蒸汽释放，用于回热***和小汽机用汽，可以减少从机组的抽汽，增加机组出力，起到消峰平谷的作用。并提供储热罐温度变化的动态计算方法。

Description

一种能够提高机组调峰能力的回热***及回热***储热罐蒸 汽温度的动态计算方法

技术领域

本发明涉及煤电机组调峰过程中热力设备性能状态监测与诊断领域，是一种能够提高机组调峰能力的回热***及回热***储热罐蒸汽温度的动态计算方法。

背景技术

近几年来，随着国家节能减排政策的不断深入，清洁能源发展迅速。但在风电迅速发展的同时，也面临着严重的弃风问题。由于风电存在地域性特点，我国80％的风能资源都集中在“三北”地区，即东北、华北和西北地区；“三北”地区能源供应和能源需求呈逆向分布。弃风限电问题日益突出，根据国家能源局的统计数据，2015年，风电弃风限电形势加剧，全年弃风电量339亿千瓦时，同比增加213亿千瓦时，平均弃风率15％；2016年，全国风电平均利用小时数1742小时，同比增加14小时，全年弃风电量497亿千瓦时；2017年，全国风电平均利用小时数1948小时，同比增加206小时。全年弃风电量419亿千瓦时，同比减少78亿千瓦时，弃风限电形势有所好转，但仍然十分严峻。

从造成弃风的制约因素看，随着电网建设的加强，我国“三北”地区因网架约束的影响正逐步减小，调峰困难正成为东北、西北弃风主要原因。其中火电机组比例高、机组运行灵活性低是导致电网调峰能力不足的重要原因。此外，电网负荷的波动具有明显的峰谷特征，为适应电网负荷的变化，火力发电机组常处于变负荷运行工况，使得机组运行经济性大幅降低、相应供电煤耗和污染物排放量增加。

随着风电、太阳能等清洁能源的大量入网，进一步加剧了电网负荷的波动，由此对火电机组的调峰运行提出了更高的要求。而储热罐作为一种储能设备，被广泛应用在热电厂中以提高机组的调峰能力。但目前的研究中都是将储热罐用来供热以实现热电解耦，该方法可在一定程度上提高机组的灵活性，但其较为单一的用法使得火电机组调峰能力受限。

因此需要一种能够充分提高火电机组调峰能力的回热***，该***不仅能够消纳风电，实现清洁能源的合理利用，更重要的是该回热***可依据供热负荷变化随时监控回热***内部性能的变化，进而提高调峰机组的运行灵活性。

目前，尚未将储热罐应用到回热***中；也没有一种具体计算方法可以监测储热罐在充、放气过程中的温度变化。调峰机组运行负荷随时在变化，回热***热负荷变化特性难以准确确定，因此机组的灵活调峰存在着技术障碍。

发明内容

针对目前关于火电机组调峰能力和灵活性差的问题，本发明的目的是，提供一种能够提高机组调峰能力的回热***；并提供科学合理，适用性强，计算准确的回热***的储热罐蒸汽温度变化的动态计算方法。

实现本发明目的之一采用的技术方案是：本发明的一种能够提高机组调峰能力的回热***，它包括电站锅炉1、汽轮机2、发电机3、凝汽器4、凝结水泵5、低压加热器6、除氧器7、给水泵8、高压加热器9、小汽轮机11和减温减压器12，其特征是，还包括储热罐10，所述电站锅炉1的过热蒸汽出口与汽轮机2的高压缸2-1入口相连，汽轮机2的高压缸2-1出口与电站锅炉1的再热器入口相连，电站锅炉1的再热器出口与汽轮机2的中压缸2-2入口相连，汽轮机2的中压缸2-2出口与汽轮机2的低压缸2-3入口相连，汽轮机2的低压缸2-3出口与凝汽器4入口相连，凝汽器4出口与凝结水泵5入口相连，凝结水泵5出口与低压加热器6入口相连，低压加热器6出口与除氧器7入口相连，除氧器7出口与给水泵8入口相连，给水泵8出口与高压加热器9入口相连，高压加热器9出口与电站锅炉1给水入口相连，汽轮机2的高压缸2-1轴与汽轮机2的中压缸2-2轴相连，汽轮机2的中压缸2-2轴与汽轮机2的低压缸2-3轴相连，汽轮机2的低压缸2-3轴与发电机3轴相连，所述高压加热器9出口与减温减压器12减温水入口相连，电站锅炉1的过热蒸汽出口与减温减压器入口12相连，电站锅炉1的再热蒸汽出口与减温减压器12入口相连，减温减压器12出口与储热罐10入口相连，汽轮机2的中压缸2-2抽汽出口与储热罐10入口相连，汽轮机2的中压缸2-2出口与储热罐10入口相连，所述储热罐10出口与小汽轮机11入口相连，小汽轮机11出口与凝汽器4入口相连，所述储热罐10出口分别与除氧器7的汽源入口、低压加热器6的汽源入口相连，小汽轮机11出口与除氧器7出口相连。

实现本发明目的之二采用的技术方案是：一种能够提高机组调峰能力的回热***储热罐蒸汽温度的动态计算方法，其特征是，它包括以下内容：

(a)储热罐蒸汽温度随时间变化动态模型的简化和假设环节

针对储热罐的工作过程，以储热罐为研究对象，建立储热罐内部储能随外界负荷变化而引起温度随时间变化的动态模型，在建立模型之前首先作如下假设和简化：

1)忽略储热罐进汽、排汽及内部蒸汽动能，势能的变化；

2)认为储热罐保温状况较好，可视为绝热，即储热罐与外界环境没有热量交换；

3)储热罐进汽、排汽过程中不对外做功；

4)忽略储热罐内部参数变化，即采用集中参数法将参数全部集中在储热罐出口侧；

5)忽略储热罐到小汽轮机进气机构的节流损失；

(b)储热罐蒸汽温度随时间变化的动态数学模型构建环节

基于步骤(a)的假设，又因储热罐不断有蒸汽流进、流出，故其为控制体积的开口热力***，故由热力学第一定律开口***能量方程可得：

式中：δQ为储热罐与外界交换的热量，kJ/kg；dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c₁为流出储热罐的蒸汽速度，m/s；Z₁为流出储热罐的蒸汽所处位置的高度，m；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c₀为流入储热罐的蒸汽速度，m/s；Z₀为流入储热罐的蒸汽所处位置高度，m；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δw_i为蒸汽在储热罐内部所做的功，kJ/kg；

依据储热罐实际工作过程，忽略该环节中较小的干扰，并由步骤(a)的1)假设可知，不考虑储热罐进汽、排汽动能，势能的变化，即认为：c₁＝0、Z₁＝0、c₀＝0、Z₀＝0；由步骤(a)的2)假设可知，储热罐保温状况较好，可视为绝热，即认为：δQ＝0；由步骤(a)的3)假设可知，储热罐进汽、排汽过程中不对外做功，即认为：δw_i＝0；由步骤(a)的4)假设可知，采用集中参数法将参数全部集中在储热罐出口侧，也就是说储热罐出口蒸汽参数即是储热罐内部蒸汽参数，将式(1)进一步表示为：

0＝dE_cv+δm_outh₁-δm_inh₀+0 (2)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

式(2)进一步表示为：

δm_inh₀-δm_outh₁＝dE_cv (3)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

由于忽略储热罐内部蒸汽动能和势能的变化，储热罐内部蒸汽的能量变化只有热力学能的变化，则式(3)右边dE_cv表示为：

dE_cv＝d(mu)＝ΔU＝U₂-U₁ (4)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；m为储热罐蒸汽质量，kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg；U₁为储热罐变化前蒸汽的热力学能，kJ；U₂为储热罐变化后蒸汽的热力学能，kJ；ΔU为储热罐蒸汽热力学能的变化量，kJ，

将式(4)代入式(3)得：

ΔU＝U₂-U₁＝δm_inh₀-δm_outh₁ (5)

式中：U₁为储热罐变化前蒸汽的热力学能，kJ；U₂为储热罐变化后蒸汽的热力学能，kJ；ΔU为储热罐蒸汽热力学能的变化量，kJ；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

考虑单位时间内储热罐能量的变化，将式(5)两边同时除以时间dτ，即

式中：dU为储热罐蒸汽热力学能的微增量，kJ；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s，

由于储热罐总的热力学能具有如下关系，U＝mu，对储热罐总的热力学能取全微分得：

dU＝d(mu)＝udm+mdu (7)

式中：dU为储热罐蒸汽热力学能的微增量，kJ；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

将式(7)带入式(6)左端，则式(6)进一步表示为：

式中：δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

在式(8)中，由于

式中：δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s，

在式(8)中，由于

式中：δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s，

将式(9)和式(10)带入式(8)中可得：

式中：q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

式(11)即为储热罐的能量方程，现对储热罐建立质量守恒方程，依据***的质量守恒方程，流入储热罐的蒸汽质量减去流出储热罐的蒸汽质量等于储热罐质量的增量，

由此，储热罐的质量守恒方程表示为：

δm＝δm_in-δm_out (12)

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg，

在式(12)两边同除以时间dτ，则式(12)进一步表示为：

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s，

式(13)进一步变形为：

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s，

将式(14)代入式(11)中得：

式中：q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

由于储热工质为过热蒸汽，过热蒸汽性质接近理想气体，故将过热蒸汽视作理想气体，则有：

du＝c_vdT (16)

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃，

式(1,6)代入式(15)中得：

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

以小汽轮机和给水泵为研究对象，由步骤步骤(a)的假设5)可知，忽略储热罐到小汽轮机进气机构的节流损失，故可得小汽轮机能量平衡式为：

式中：η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，在小汽轮机稳定工况运行时，可视为定值，

由式(18)得储热罐流出蒸汽流量为：

式中：η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将式(19)代入式(17)，并整理得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

令：

式中：D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

将式(21)代入式(20)得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将式(22)整理得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

进一步将式(23)变形整理得到储热罐内温度随时间的变化关系为：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将过热蒸汽看作理想气体，则有如下关系成立，即

u＝c_vT (25)

式中：u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

h₁＝c_pT (26)

式中：h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

将式(25)、式(26)代入式(24)得：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；m为储热罐蒸汽质量，kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

令：

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

将式(28)代入式(27)得：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；m为储热罐蒸汽质量，kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

式(29)即为反映储热罐内温度随时间的变化关系；

将式(19)代入式(14)得：

式中：dm为储热罐蒸汽质量的变化量，kg；dτ为时间的微增量，s，q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，Pa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

将式(21)代入式(30)得：

式中：dm为储热罐蒸汽质量的变化量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

式(31)即为储热罐内质量随时间的变化关系，将式(29)和式(31)联立求解即得到储热罐内蒸汽温度随时间的变化关系。

本发明关于一种能够提高机组调峰能力的回热***及回热***储热罐蒸汽温度的动态计算方法的提出，基于以下构思：

1.由于储热罐原理简单，储热能力强，可以快速吸收机组调峰剩余的热量，在高负荷阶段也可以快速释放能量，本发明将其应用到火电机组回热***和小汽轮机***中，避免了只依靠储热罐进行供暖等单一应用方案，提高储热罐的可利用率，增加机组自身调节的灵活性。

2.在对储热罐温度变化的动态计算中，可将储热罐看作开口热力***，故可依据热力学第一定律开口***能量方程对储热罐内蒸汽温度进行动态计算；

3.依据储热罐能量守恒方程和质量守恒方程共同推导得到储热罐内蒸汽温度和蒸汽质量随时间的变化关系，并通过联立求解储热罐能量平衡方程和质量平衡方程进而得到计算结果；

4.根据理想气体状态方程、质量守恒方程和能量守恒方程可以建立储热罐工作过程中其内部温度随时间的动态模型，通过储热罐内蒸汽温度的变化特性可以推断储热罐和机组的工作状态。根据储热罐在回热***和小汽机***的工作状态可以判别机组的调峰能力、发电负荷和供热负荷，进而为机组经济运行提供参考依据。

5.根据储热罐的工作特点，结合火电机组回热***和小汽轮机的实际运行过程、热力学第一、第二定律，进一步提出了实现本发明技术方案所遵循的原理，即：

①将储热罐接入火电机组回热***，利用储热罐的充、放热和储热能力，对汽轮机的电负荷进行调节，低负荷时吸收多余蒸汽，高负荷时释放热量补偿回热***，进而提高机组的调峰灵活性；

②通过储热罐的储热能力可以为小汽轮机供汽实现小汽轮机汽源的二次保护，可以根据不同的抽汽参数调节回热***以及小汽轮供汽参数；整个过程中储热罐始终处于工作状态，其内部蒸汽温度变化平缓，可提高储热罐的使用率；

③根据储热罐的充、放热时间和热平衡理论可以计算储热罐内部温度的变化特性，进而可以得到储热罐的实时工作状态，通过其内部蒸汽温度的变化规律可以推断机组的发电负荷以及热负荷。

④一种能够提高机组调峰能力的回热***及回热***储热罐蒸汽温度的动态计算方法，增加了储热罐的使用率，大大提高了机组的调峰能力，增强了电网对风电等清洁能源的吸纳，可为火电机组调峰负荷提供参考。

与现有技术相比，本发明具有以下有益的技术效果：

本发明提供的一种能够提高机组调峰能力的回热***，采用储热罐对低压加热器里的凝结水进行加热，储热罐的热源蒸汽可以是经减温减压后的高压缸入口蒸汽、中压缸入口蒸汽，也可以是中压缸各段抽气、低压缸入口蒸汽；其中，高温蒸汽在储热罐内凝结换热后，冷凝后的疏水经管路送至除氧器除氧水箱。低压加热器内的凝结水流经储热罐加热后送入下一级低压加热器，之后送入除氧器。采用储热罐加热凝结水可以减少汽轮机抽气，提高机组出力。

本发明可广泛应用于调峰机组，在夜间，汽轮发电机组处于低负荷时段，同时风电出力较大，利用管道可将运行中的富余蒸汽送入储热罐进行储热，减小机组出力以消纳风电，提高新能源利用率。在白天，电负荷处于高负荷时段，风电出力较小，可以利用储热罐加热凝结水，减少机组的抽气量，增加机组出力；可以增大可再生能源的上网空间，并且起到消峰平谷的作用，提高机组调峰能力。

本发明依据储热罐内部蒸汽温度的变化特性，即可以得到储热罐的实时工作状态，进而可以预测通过机组的发电负荷以及热负荷。

附图说明

图1本发明的一种能够提高机组调峰能力的回热***结构示意图；

图2储热罐充汽汽源示意图；

图3储热罐向回热***放汽示意图；

图4储热罐向小汽轮机放汽示意图；

图5储热罐能量平衡图。

具体实施方式

下面结合附图和实施例对本发明作进一步说明。

参照图1～图5，本发明的一种能够提高机组调峰能力的回热***，它包括电站锅炉1、汽轮机2、发电机3、凝汽器4、凝结水泵5、低压加热器6、除氧器7、给水泵8、高压加热器9、小汽轮机11和减温减压器12，其特征是，还包括储热罐10，所述电站锅炉1的过热蒸汽出口与汽轮机2的高压缸2-1入口相连，汽轮机2的高压缸2-1出口与电站锅炉1的再热器入口相连，电站锅炉1的再热器出口与汽轮机2的中压缸2-2入口相连，汽轮机2的中压缸2-2出口与汽轮机2的低压缸2-3入口相连，汽轮机2的低压缸2-3出口与凝汽器4入口相连，凝汽器4出口与凝结水泵5入口相连，凝结水泵5出口与低压加热器6入口相连，低压加热器6出口与除氧器7入口相连，除氧器7出口与给水泵8入口相连，给水泵8出口与高压加热器9入口相连，高压加热器9出口与电站锅炉1给水入口相连，汽轮机2的高压缸2-1轴与汽轮机2的中压缸2-2轴相连，汽轮机2的中压缸2-2轴与汽轮机2的低压缸2-3轴相连，汽轮机2的低压缸2-3轴与发电机3轴相连，所述高压加热器9出口与减温减压器12减温水入口相连，电站锅炉1的过热蒸汽出口与减温减压器入口12相连，电站锅炉1的再热蒸汽出口与减温减压器12入口相连，减温减压器12出口与储热罐10入口相连，汽轮机2的中压缸2-2抽汽出口与储热罐10入口相连，汽轮机2的中压缸2-2出口与储热罐10入口相连，所述储热罐10出口与小汽轮机11入口相连，小汽轮机11出口与凝汽器4入口相连，所述储热罐10出口分别与除氧器7的汽源入口、低压加热器6的汽源入口相连，小汽轮机11出口与除氧器7出口下游的给水泵相连。

凝结水从凝汽器4经凝结水泵5、低压加热器6、除氧器7、高压加热器9进入电站锅炉1吸收热能，成为高温高压蒸汽即过热蒸汽，过热蒸汽一部分进入汽轮机2高压缸，另一部分根据调峰需要进入储热罐10。由高压缸排汽再进入电站锅炉1的再热器，在电站锅炉1的再热器中被加热后进入汽轮机2的中压缸2-2或储热罐10，同时在汽轮机2的中压缸2-2中部和中压排汽管道设置抽汽，进入储热罐10，最后汽轮机2的低压缸2-3部分蒸汽进入凝汽器4。

储热罐10的汽源来自电站锅炉1的过热蒸汽、再热蒸汽、汽轮机2的中压缸2-2抽汽和中压缸2-2排汽四个不同参数的位置，如图1所示。储热罐10直接储存高温高压蒸汽，其工作方式为直接向小汽轮机11或回热***放汽，在其内部不产生疏水。根据放汽的对象可以分为：①向小汽轮机11供汽，②向回热***中低压加热器6和除氧器7供汽。从储热罐10放出的蒸汽做功后一部分进入除氧器7出口主给水管道，另一部分经过疏水管道进入凝汽器4。

当机组参与电网调峰，增加清洁能源上网电量时，机组要降低电出力，压低发电负荷，考虑到电站锅炉1调节缓慢，且快速变负荷增加电站锅炉1不稳定性，降低电厂整体经济性。通过设置储热罐10吸收多余蒸汽，实现机组快速变负荷，并将多余热量存储，在机组升高负荷时继续使用。

当机组负荷较低时，打开汽轮机2中压缸2-2的抽汽阀门，储热罐10直接从汽轮机2中压缸2-2内抽取富裕高温蒸汽，并将热量直接以蒸汽形式存储在储热罐10中。如果外界用电负荷继续降低，则再打开汽轮机2中压缸2-2排汽到储热罐10之间的抽汽阀门，将部分汽轮机2中压缸2-2的排汽以蒸汽形式存储在储热罐10中。若机组稳定运行，同时储热罐10内的蒸汽压力达到小汽轮机11的进汽参数时，给水泵8为电动、汽动给水泵，可进行电动和汽动的切换。打开小汽轮机11的进汽阀门，采用储热罐10内的蒸汽冲转小汽轮机11进而汽动带动给水泵8，达到节能的目的。若此时，外界电负荷又突然升高，为配合电站锅炉1侧的运行快速升负荷，以满足外界电负荷提高的需求，此时应将给水泵8由汽动切换至电动，并打开储热罐10至除氧器7和低压加热器6之间的阀门，以采用储热罐10内的蒸汽加热给水，减少除氧器7和低压加热器6另外从汽轮机2中的抽汽量，起到消峰平谷的作用。

当机组负荷较高时，电站锅炉1给水量增加，回热***用汽量也增多，且小汽轮机11负荷也将升高，用汽量也增多。此时如果外界用电负荷减小，可打开高压加热器9与减温减压器12之间的给水阀门，同时打开电站锅炉1过热蒸汽和储热罐10之间的进汽阀门，将电站锅炉1过热蒸汽进行降温降压后直接送入储热罐存储10，这时如果外界电负荷持续降低，可进一步打开电站锅炉1再热蒸汽和储热罐10之间的阀门，将再热蒸汽减温减压后送入储热罐10存储，同理，此时若外界电负荷又突然升高，为配合电站锅炉1侧的运行快速升负荷，以满足外界电负荷提高的需求，此时应将给水泵8由汽动切换至电动，并打开储热罐10至除氧器7和低压加热器6之间的阀门，以采用储热罐10内的蒸汽加热给水，减少除氧器7和低压加热器6另外从汽轮机2中的抽汽量，起到消峰平谷的作用。以上运行措施还可提高机组应变负荷快速变化的能力，机组整体的灵活性大大提升。

如图2所示，本发明的一种能够提高机组调峰能力的回热***的储热罐汽源包含了过热蒸汽、再热蒸汽、汽轮机2中压缸2-2中部抽汽和中压缸2-2排汽抽气等四个不同参数的蒸汽汽源，在过热蒸汽和再热蒸汽抽汽管路上安装减温减压器12，一方面为了减少对储热罐10热应力变化大对其寿命的损害，另一方面可根据回热***、小汽轮机11的进汽参数进行参数的匹配，随时调节进入储热罐10蒸汽的压力和温度，以满足回热***和小汽轮机11用汽参数的需求。此外，在用汽参数较高时可增加主蒸汽的储存量，在用汽参数较低时可增加汽轮机2中压缸2-2抽汽的比例。

本发明的一种能够提高机组调峰能力的回热***储热罐蒸汽温度的动态计算方法，包括以下内容：

(a)储热罐蒸汽温度随时间变化动态模型的简化和假设环节

针对储热罐的工作过程，以储热罐为研究对象，建立储热罐内部储能随外界负荷变化而引起温度随时间变化的动态模型，在建立模型之前首先作如下假设和简化：

6)忽略储热罐进汽、排汽及内部蒸汽动能，势能的变化；

7)认为储热罐保温状况较好，可视为绝热，即储热罐与外界环境没有热量交换；

8)储热罐进汽、排汽过程中不对外做功；

9)忽略储热罐内部参数变化，即采用集中参数法将参数全部集中在储热罐出口侧；

10)忽略储热罐到小汽轮机进气机构的节流损失；

(b)储热罐蒸汽温度随时间变化的动态数学模型构建环节

基于步骤(a)的假设，又因储热罐不断有蒸汽流进、流出，故其为控制体积的开口热力***，故由热力学第一定律开口***能量方程可得：

式中：δQ为储热罐与外界交换的热量，kJ/kg；dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c₁为流出储热罐的蒸汽速度，m/s；Z₁为流出储热罐的蒸汽所处位置的高度，m；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c₀为流入储热罐的蒸汽速度，m/s；Z₀为流入储热罐的蒸汽所处位置高度，m；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δw_i为蒸汽在储热罐内部所做的功，kJ/kg；

依据储热罐实际工作过程，忽略该环节中较小的干扰，并由步骤(a)的1)假设可知，不考虑储热罐进汽、排汽动能，势能的变化，即认为：c₁＝0、Z₁＝0、c₀＝0、Z₀＝0；由步骤(a)的2)假设可知，储热罐保温状况较好，可视为绝热，即认为：δQ＝0；由步骤(a)的3)假设可知，储热罐进汽、排汽过程中不对外做功，即认为：δw_i＝0；由步骤(a)的4)假设可知，采用集中参数法将参数全部集中在储热罐出口侧，也就是说储热罐出口蒸汽参数即是储热罐内部蒸汽参数，将式(1)进一步表示为：

0＝dE_cv+δm_outh₁-δm_inh₀+0 (2)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

式(2)进一步表示为：

δm_inh₀-δm_outh₁＝dE_cv (3)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

由于忽略储热罐内部蒸汽动能和势能的变化，储热罐内部蒸汽的能量变化只有热力学能的变化，则式(3)右边dE_cv表示为：

dE_cv＝d(mu)＝ΔU＝U₂-U₁ (4)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；m为储热罐蒸汽质量，kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg；U₁为储热罐变化前蒸汽的热力学能，kJ；U₂为储热罐变化后蒸汽的热力学能，kJ；ΔU为储热罐蒸汽热力学能的变化量，kJ，

将式(4)代入式(3)得：

ΔU＝U₂-U₁＝δm_inh₀-δm_outh₁ (5)

式中：U₁为储热罐变化前蒸汽的热力学能，kJ；U₂为储热罐变化后蒸汽的热力学能，kJ；ΔU为储热罐蒸汽热力学能的变化量，kJ；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

考虑单位时间内储热罐能量的变化，将式(5)两边同时除以时间dτ，即

式中：dU为储热罐蒸汽热力学能的微增量，kJ；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s，

由于储热罐总的热力学能具有如下关系，U＝mu，对储热罐总的热力学能取全微分得：

dU＝d(mu)＝udm+mdu (7)

式中：dU为储热罐蒸汽热力学能的微增量，kJ；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

将式(7)带入式(6)左端，则式(6)进一步表示为：

式中：δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

在式(8)中，由于

式中：δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s，

在式(8)中，由于

式中：δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s，

将式(9)和式(10)带入式(8)中可得：

式中：q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

式(11)即为储热罐的能量方程，现对储热罐建立质量守恒方程，依据***的质量守恒方程，流入储热罐的蒸汽质量减去流出储热罐的蒸汽质量等于储热罐质量的增量，

由此，储热罐的质量守恒方程表示为：

δm＝δm_in-δm_out (12)

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg，

在式(12)两边同除以时间dτ，则式(12)进一步表示为：

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s，

式(13)进一步变形为：

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s，

将式(14)代入式(11)中得：

式中：q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

由于储热工质为过热蒸汽，过热蒸汽性质接近理想气体，故将过热蒸汽视作理想气体，则有：

du＝c_vdT (16)

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃，

式(1,6)代入式(15)中得：

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

以小汽轮机和给水泵为研究对象，由步骤步骤(a)的假设5)可知，忽略储热罐到小汽轮机进气机构的节流损失，故可得小汽轮机能量平衡式为：

式中：η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，在小汽轮机稳定工况运行时，可视为定值，

由式(18)得储热罐流出蒸汽流量为：

式中：η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将式(19)代入式(17)，并整理得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

令：

式中：D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

将式(21)代入式(20)得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将式(22)整理得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

进一步将式(23)变形整理得到储热罐内温度随时间的变化关系为：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将过热蒸汽看作理想气体，则有如下关系成立，即

u＝c_vT (25)

式中：u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

h₁＝c_pT (26)

式中：h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

将式(25)、式(26)代入式(24)得：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；m为储热罐蒸汽质量，kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

令：

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

将式(28)代入式(27)得：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；m为储热罐蒸汽质量，kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

式(29)即为反映储热罐内温度随时间的变化关系；

将式(19)代入式(14)得：

式中：dm为储热罐蒸汽质量的变化量，kg；dτ为时间的微增量，s，q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，Pa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

将式(21)代入式(30)得：

式中：dm为储热罐蒸汽质量的变化量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

式(31)即为储热罐内质量随时间的变化关系，将式(29)和式(31)联立求解即得到储热罐内蒸汽温度随时间的变化关系。

计算实例：

对式(29)进行变形得到下式

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；Δτ为时间间隔，s；T₀为储热罐初始温度，℃；T₁为Δτ时间间隔之后的温度，℃。q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；m₁为T₁时刻储热罐蒸汽质量，kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，γ为c_P与c_v之比。

进一步推导可得：

式中：T₀为储热罐初始温度，℃；Δτ为时间间隔，s；T₁为Δτ时间间隔之后的温度，℃。m₁为T₁时刻储热罐蒸汽质量，kg。q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，γ为c_P与c_v之比。

上式(31)进一步变形可得

式中：dm为储热罐蒸汽质量的变化量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃。Δτ为时间间隔，s；m₀为初始时刻储热罐蒸汽质量，kg。m₁为T₁时刻储热罐蒸汽质量，kg。

式(3)进一步变形可得：

式中：dτ为时间的微增量，s；T为储热罐内蒸汽温度，℃；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_p为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·K)，T₀为初始温度，℃；T₁为Δτ时间间隔之后的温度，℃。m₀为初始时刻储热罐蒸汽质量，kg。m₁为T₁时刻储热罐蒸汽质量，kg。

现举例如下：一储热罐体积为50m³，压力40.5MPa，温度为469℃。如图5所示。

给水泵进口压力P_b＇＝0.7MPa；出口压力P_b"＝32.4MPa；定压比热c_p＝0.0011367kJ/(kg·℃)；小汽轮机排汽焓h₂＝2439kJ/kg；给水泵效率η_b＝0.83；机械效率η_m＝0.99；小汽机相对内效率η_oi＝0.78，给水流量D_gs＝708.65kg/s；定压比热容c_p＝8.3879kJ/(kg·℃)；c_v＝2.7728kJ/(kg·℃)；储热罐初始时刻蒸汽密度ρ₀＝22.6295kg/m³。

令

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)。

初始质量流量为

m₀＝ρ₀×V＝22.6295kg/m³×50m³＝11314.777kg (6)

式中：ρ₀为储热罐初始时刻蒸汽密度，kg/m³，V为储热罐体积m³。

式中：D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；θ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％。

由于初始时刻储热罐压力较高，且入口阀门处于关闭状态，即q_m,in＝0。

此时式(2)进一步变形为

式中：T₀为储热罐初始温度，℃；Δτ为时间间隔，s；T₁为Δτ时间间隔之后的温度，℃。m₁为T₁时刻储热罐蒸汽质量，kg。；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，γ为c_P与c_v之比；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)。

此时式(4)进一步变形为

式中：T₀为初始温度，℃；m₀为初始时刻储热罐蒸汽质量，kg。m₁为T₁时刻储热罐蒸汽质量，kg。h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_p为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·K)，Δτ为时间间隔，s。

以单位时间60s为一个单位，60s后储热罐内蒸汽质量为：

将m₁数值带入式(7)可求得T₁的值：

式中：T₀为储热罐初始温度，℃；Δτ为时间间隔，s；T₁为Δτ时间间隔之后的温度，℃。m₁为T₁时刻储热罐蒸汽质量，kg。；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，γ为c_P与c_v之比；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)。

以上已对本发明创造的较佳实施例进行了具体说明，但本发明并不限于实施例，熟悉本领域的技术人员在不违背本发明创造精神的前提下还可以作出种种的等同的变型或替换，这些等同的变型或替换均包含在本申请的范围内。

Claims (2)

1.一种能够提高机组调峰能力的回热***，它包括电站锅炉(1)、汽轮机(2)、发电机(3)、凝汽器(4)、凝结水泵(5)、低压加热器(6)、除氧器(7)、给水泵(8)、高压加热器(9)、小汽轮机(11)和减温减压器(12)，其特征是，还包括储热罐(10)，所述电站锅炉(1)的过热蒸汽出口与汽轮机(2)的高压缸(2-1)入口相连，汽轮机(2)的高压缸(2-1)出口与电站锅炉(1)的再热器入口相连，电站锅炉(1)的再热器出口与汽轮机(2)的中压缸(2-2)入口相连，汽轮机(2)的中压缸(2-2)出口与汽轮机(2)的低压缸(2-3)入口相连，汽轮机(2)的低压缸(2-3)出口与凝汽器(4)入口相连，凝汽器(4)出口与凝结水泵(5)入口相连，凝结水泵(5)出口与低压加热器(6)入口相连，低压加热器(6)出口与除氧器(7)入口相连，除氧器(7)出口与给水泵(8)入口相连，给水泵(8)出口与高压加热器(9)入口相连，高压加热器(9)出口与电站锅炉(1)给水入口相连，汽轮机(2)的高压缸(2-1)轴与汽轮机(2)的中压缸(2-2)轴相连，汽轮机(2)的中压缸(2-2)轴与汽轮机(2)的低压缸(2-3)轴相连，汽轮机(2)的低压缸(2-3)轴与发电机(3)轴相连，所述高压加热器(9)出口与减温减压器(12)减温水入口相连，电站锅炉(1)的过热蒸汽出口与减温减压器入口(12)相连，电站锅炉(1)的再热蒸汽出口与减温减压器(12)入口相连，减温减压器(12)出口与储热罐(10)入口相连，汽轮机(2)的中压缸(2-2)抽汽出口与储热罐(10)入口相连，汽轮机(2)的中压缸(2-2)出口与储热罐(10)入口相连，所述储热罐(10)出口与小汽轮机(11)入口相连，小汽轮机(11)出口与凝汽器(4)入口相连，所述储热罐(10)出口分别与除氧器(7)的汽源入口、低压加热器(6)的汽源入口相连，小汽轮机(11)出口与除氧器(7)出口下游的给水泵相连。

2.根据权利要求1所述的一种能够提高机组调峰能力的回热***，其特征是，储热罐蒸汽温度的动态计算方法包括以下内容：

(a)储热罐蒸汽温度随时间变化动态模型的简化和假设环节

针对储热罐的工作过程，以储热罐为研究对象，建立储热罐内部储能随外界负荷变化而引起温度随时间变化的动态模型，在建立模型之前首先作如下假设和简化：

1)忽略储热罐进汽、排汽及内部蒸汽动能，势能的变化；

2)认为储热罐保温状况较好，可视为绝热，即储热罐与外界环境没有热量交换；

3)储热罐进汽、排汽过程中不对外做功；

4)忽略储热罐内部参数变化，即采用集中参数法将参数全部集中在储热罐出口侧；

5)忽略储热罐到小汽轮机进气机构的节流损失；

(b)储热罐蒸汽温度随时间变化的动态数学模型构建环节

基于步骤(a)的假设，又因储热罐不断有蒸汽流进、流出，故其为控制体积的开口热力***，故由热力学第一定律开口***能量方程可得：

式中：δQ为储热罐与外界交换的热量，kJ/kg；dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c₁为流出储热罐的蒸汽速度，m/s；Z₁为流出储热罐的蒸汽所处位置的高度，m；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c₀为流入储热罐的蒸汽速度，m/s；Z₀为流入储热罐的蒸汽所处位置高度，m；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δw_i为蒸汽在储热罐内部所做的功，kJ/kg；

依据储热罐实际工作过程，忽略该环节中较小的干扰，并由步骤(a)的1)假设可知，不考虑储热罐进汽、排汽动能，势能的变化，即认为：c₁＝0、Z₁＝0、c₀＝0、Z₀＝0；由步骤(a)的2)假设可知，储热罐保温状况较好，可视为绝热，即认为：δQ＝0；由步骤(a)的3)假设可知，储热罐进汽、排汽过程中不对外做功，即认为：δw_i＝0；由步骤(a)的4)假设可知，采用集中参数法将参数全部集中在储热罐出口侧，也就是说储热罐出口蒸汽参数即是储热罐内部蒸汽参数，将式(1)进一步表示为：

0＝dE_cv+δm_outh₁-δm_inh₀+0 (2)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

式(2)进一步表示为：

δm_inh₀-δm_outh₁＝dE_cv (3)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

由于忽略储热罐内部蒸汽动能和势能的变化，储热罐内部蒸汽的能量变化只有热力学能的变化，则式(3)右边dE_cv表示为：

dE_cv＝d(mu)＝ΔU＝U₂-U₁ (4)

式中：dE_cv为储热罐内总能的增量，kJ/kg；m为储热罐蒸汽质量，kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg；U₁为储热罐变化前蒸汽的热力学能，kJ；U₂为储热罐变化后蒸汽的热力学能，kJ；ΔU为储热罐蒸汽热力学能的变化量，kJ，

将式(4)代入式(3)得：

ΔU＝U₂-U₁＝δm_inh₀-δm_outh₁ (5)

式中：U₁为储热罐变化前蒸汽的热力学能，kJ；U₂为储热罐变化后蒸汽的热力学能，kJ；ΔU为储热罐蒸汽热力学能的变化量，kJ；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg，

考虑单位时间内储热罐能量的变化，将式(5)两边同时除以时间dτ，即

式中：dU为储热罐蒸汽热力学能的微增量，kJ；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s，

由于储热罐总的热力学能具有如下关系，U＝mu，对储热罐总的热力学能取全微分得：

dU＝d(mu)＝udm+mdu (7)

式中：dU为储热罐蒸汽热力学能的微增量，kJ；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

将式(7)带入式(6)左端，则式(6)进一步表示为：

式中：δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

在式(8)中，由于

式中：δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s，

在式(8)中，由于

式中：δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s，

将式(9)和式(10)带入式(8)中可得：

式中：q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；dm为储热罐蒸汽质量微增量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

式(11)即为储热罐的能量方程，现对储热罐建立质量守恒方程，依据***的质量守恒方程，流入储热罐的蒸汽质量减去流出储热罐的蒸汽质量等于储热罐质量的增量，

由此，储热罐的质量守恒方程表示为：

δm＝δm_in-δm_out (12)

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg，

在式(12)两边同除以时间dτ，则式(12)进一步表示为：

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；δm_in为流入储热罐的蒸汽质量，kg；δm_out为流出储热罐的蒸汽质量，kg；dτ为时间的微增量，s，

式(13)进一步变形为：

式中：δm为储热罐蒸汽质量的微增量，kg；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s，

将式(14)代入式(11)中得：

式中：q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

由于储热工质为过热蒸汽，过热蒸汽性质接近理想气体，故将过热蒸汽视作理想气体，则有：

du＝c_vdT (16)

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃，

式(1,6)代入式(15)中得：

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；du为单位质量蒸汽的热力学能微增量，kJ/kg；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，

以小汽轮机和给水泵为研究对象，由步骤步骤(a)的假设5)可知，忽略储热罐到小汽轮机进气机构的节流损失，故可得小汽轮机能量平衡式为：

式中：η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；ϑ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，在小汽轮机稳定工况运行时，可视为定值，

由式(18)得储热罐流出蒸汽流量为：

式中：η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；ϑ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；q_m,out为流出系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将式(19)代入式(17)，并整理得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；ϑ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

令：

式中：D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；ϑ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

将式(21)代入式(20)得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，MPa；P_b"为给水泵出口压力，MPa；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将式(22)整理得：

式中：m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

进一步将式(23)变形整理得到储热罐内温度随时间的变化关系为：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；m为储热罐蒸汽质量，kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg，q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg，

将过热蒸汽看作理想气体，则有如下关系成立，即

u＝c_vT (25)

式中：u为单位质量蒸汽的热力学能，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

h₁＝c_pT (26)

式中：h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

将式(25)、式(26)代入式(24)得：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；m为储热罐蒸汽质量，kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

令：

式中：c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

将式(28)代入式(27)得：

式中：dT为储热罐内蒸汽温度的变化量，℃；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入系储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；m为储热罐蒸汽质量，kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃；h₀为流入储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；c_v为储热罐蒸汽定容比热容，kJ/(kg·℃)；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)，

式(29)即为反映储热罐内温度随时间的变化关系；

将式(19)代入式(14)得：

式中：dm为储热罐蒸汽质量的变化量，kg；dτ为时间的微增量，s，q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；D_gs为给水流量，kg/s；P_b＇为给水泵进口压力，Pa；P_b"为给水泵出口压力，Pa；ϑ_p为给水泵内平均比热，kJ/(kg·℃)；h₁为流出储热罐的蒸汽焓，kJ/kg；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；η_oi为小汽轮机相对内效率，％；η_m为小汽轮机机械效率，％；η_b为给水泵效率，％，

将式(21)代入式(30)得：

式中：dm为储热罐蒸汽质量的变化量，kg；dτ为时间的微增量，s；q_m,in为流入储热罐的蒸汽的质量流量，kg/s；c_P为储热罐蒸汽定压比热容，kJ/(kg·℃)；h₂为小汽轮机排汽焓，kJ/kg；T为储热罐内蒸汽温度，℃，

式(31)即为储热罐内质量随时间的变化关系，将式(29)和式(31)联立求解即得到储热罐内蒸汽温度随时间的变化关系。

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