660 MW核電機組一次調頻實驗及動態特性仿真分析

唐平

（中核核電運行管理有限公司，浙江省 嘉興市 314300）

0 引言

伴隨電力工業的蓬勃發展，特別是在特高壓和大容量直流輸電技術廣泛應用后，華東電網對其直代管機組的一次調頻能力的要求更加嚴格。電網頻率的異常將嚴重威脅電力系統的安全穩定運行[1-4]。華東電網基于其“三交七直”的特殊構成和影響頻率的主要因素，要求其管轄的核電機組參與電網一次調頻。目前，全球核電機組一般保持基本負荷運行，極少參與電網調峰調頻運行。近年來，風能、太陽能等可再生能源迅速發展，其隨機性和難以預測的功率波動特征導致電網頻率偏差增大[5-9]，電力系統原有的一次調頻能力不足，迫切需要原來承擔基本負荷的大型機組參與一次調頻。目前，全球范圍內的核電機組由于技術經濟性等因素，均保持基本負荷運行方式，極少參與電力系統一次調頻。同時，核電機組一次調頻動作期間，控制棒驅動機構頻繁動作，對機組的核安全帶來巨大挑戰。

國內外學者對于核電機組一次調頻動態響應研究較少，多數集中在核電機組的仿真分析和核電機組一次調頻動作時的風險分析方面[10-16]，核電機組一次調頻實驗數據較為缺乏。

本文以國內某660 MW核電機組為研究對象，針對不同功率平臺進行不同功率擾動試驗，分別得到不同擾動下機組響應的具體數據。同時，結合機組實際工況，利用MATLAB/Simulink建立數學模型，提出優化方案。

1 機組配置簡介

壓水堆核電機組一回路平均溫度控制系統采用A 模式，即一回路平均溫度漂移的折中方案。A 模式主要特點是：要求反應堆在額定功率或接近額定功率水平下穩定運行，反應堆核功率調節主要是通過改變一回路硼濃度的方法來實現?？紤]可能出現的引起反應堆功率瞬態的運行方式，A 模式同時要求反應堆具有快速調節核功率的能力，這種調節方法主要依靠控制棒完成。從國際上在運壓水堆核電機組的運行統計情況來看，A模式的核電機組為了滿足功率變化機動性的要求，壓水堆核電機組應具有一定的負荷快速跟蹤能力。根據技術規格書要求，機組80%循環壽期內能進行12-3-6-3 的負荷跟蹤能力[17]，以滿足電網的日負荷變化要求。同時，反應堆在設計上具有跟蹤電功率負荷10%PF(PF表示滿功率)階躍功率變化及電功率負荷5%PF/min線性變化的調節能力。

正常運行過程中，反應堆核功率跟隨汽輪發電機電功率。當電網頻率變化時，一次調頻動作產生的功率補償信號疊加到汽輪機調節系統的負荷整定值上，指令信號改變主蒸汽調節閥開度，調節汽輪機的進汽量，響應電網的一次調頻動作。同時，另一路信號通過反應堆平均溫度調節系統控制控制棒，以達到快速響應溫度變化的目的。機組一次調頻控制原理如圖1所示。

圖1 機組一次調頻控制原理Fig.1 Primary frequency control principle of the unit

2 仿真模型搭建

CNP600型汽輪發電機組是由哈爾濱汽輪機廠生產的凝汽式、單軸、帶有中間再熱的高壓調節汽輪機。

壓水堆核電機組汽輪機數字電液(digital electro-hydraulic，DEH)控制系統的數學模型主要由以下環節構成：一次調頻控制環節、汽輪發電機功率控制環節、電液轉換器環節、高壓調閥油動機環節、管道及容器的容積時間常數環節[18]。DEH 系統各個環節的數學模型[19-20]采用理論推導的方式建立，在MATLAB/Simulink環境建立的仿真函數方框圖如圖2 所示，其中相關參數初次取值為設計參數。

圖2 汽輪發電機組并網后的負荷控制仿真函數方框圖Fig.2 Block diagram of load control simulation function after grid connection of turbine generator set

3 算例分析

為深入分析核電機組對電網頻率的響應特性，在國內某核電機組分別進行了電功率為528、594、660 MW 3 個平臺的±1%Pe(Pe表示額定電功率)、±2%Pe、±3%Pe階躍試驗。

3.1 528 MW電功率平臺擾動試驗期間參數變化

汽輪發電機組在528 MW 平臺運行，分別進行±1%Pe、±2%Pe、±3%Pe階躍試驗，試驗期間一次調頻的動態響應參數符合指標要求，機組參數變化符合機組設計要求。試驗期間動態響應指標、機組參數變化分別如表1、2所示，試驗過程中的數據變化如圖3所示。

表1 528 MW平臺擾動試驗期間動態響應指標Tab.1 Dynamic response indices of 528 MW platform during disturbance test

表2 528 MW平臺擾動試驗期間機組參數變化Tab.2 Changes of unit parameters during disturbance test of 528 MW platform

圖3 528 MW平臺擾動試驗過程中的數據變化Fig.3 Data changes in the process of 528 MW platform disturbance test

在528 MW 平臺試驗期間，高壓調門動作正常，反應堆功率跟隨正常，功率變化主要依靠控制棒的快速動作來控制反應性?？刂瓢鬌 棒的快速提升和下插在一定程度上會影響反應堆內部的功率分布，特別是反應堆軸向功率分布?？刂瓢艚M的頻繁動作導致堆芯內部氙振蕩，燃料元件容易出現熱點。燃料棒內部的芯塊也會由于快速的功率變化而產生密實現象，存在導致燃料包殼破損的風險?？刂瓢舻念l繁動作還會帶來控制機構的磨損，給反應堆壓力邊界的完整性帶來一定的風險。

從圖3可以看出，在528 MW平臺進行±3%Pe階躍試驗時，主給水溫度變化±1.5 ℃，主汽壓力變化±0.15 MPa。

圖4 為528 MW 平臺高壓缸調節閥開度變化，可以看出，進行-3%Pe階躍試驗時，高壓缸調節閥在2.03 s內關閉到要求開度，如圖4(a)所示；進行3%Pe階躍試驗時，高壓缸調節閥在1.99 s 內開啟到要求開度，如圖4(b)所示。

圖4 528 MW平臺高壓缸調節閥開度變化Fig.4 Opening changes of high pressure cylinder regulating valves of 528 MW platform

3.2 594 MW電功率平臺擾動試驗期間參數變化

汽輪發電機組在594 MW 平臺運行，分別進行±1%Pe、±2%Pe、±3%Pe階躍試驗，試驗期間動態響應指標、機組參數變化分別如表3、4 所示，試驗過程中的數據變化如圖5 所示。從表3、4 可以看出：汽輪機在594 MW 平臺運行時，電網頻率出現波動，機組出力和調差系數均能滿足電網一次調頻要求；機組對正向功率響應的時間短于其對負向功率響應的時間，調差系數相應也要小一些，機組對于電網低頻故障能夠快速響應。

表3 594 MW平臺擾動試驗期間動態響應指標Tab.3 Dynamic response indices of 594 MW platform during disturbance test

表4 594 MW平臺擾動試驗期間機組參數變化Tab.4 Changes of unit parameters during disturbance test of 594 MW platform

圖5 594 MW平臺擾動試驗過程中的數據變化Fig.5 Data changes in the process of 594 MW platform disturbance test

3.3 660 MW電功率平臺擾動試驗期間參數變化

汽輪發電機組在660 MW 平臺運行，分別進行±1%Pe、±2%Pe、±3%Pe階躍試驗，試驗期間動態響應指標、機組參數變化分別如表5、6 所示，試驗過程中的數據變化如圖6 所示。從表5、6 可以看出：汽輪機在660 MW 平臺運行時，電網出現頻率波動，機組出力和調差系數均可以滿足電網一次調頻要求，僅在電網頻率較高、汽輪發電機減負荷時，調差系數裕度偏??；機組對正向功率響應的時間短于其對負向功率響應的時間，調差系數相應也要小一些，機組對于電網低頻故障能夠快速響應。

表5 660 MW平臺擾動試驗期間動態響應指標Tab.5 Dynamic response indexes of 660 MW platform during disturbance test

圖6 660 MW平臺擾動試驗過程中的數據變化Fig.6 Data changes in the process of 660 MW platform disturbance test

從表6可以得出，汽輪機在660 MW平臺運行時，電網出現頻率波動，機組出力要求增加3%Pe時，機組實際出力為683 MW，折合反應堆回路功率103.48%PF，超過反應堆保護103%PF閾值，閉鎖控制棒的提升和一次調頻正向功率動作。若此時沒有及時地控制功率，反應堆也將因負溫度效應而釋放一定的正反應性，反應堆有超功率的風險(技術規格書中要求堆芯熱功率不得超過102%PF)，同時因為一二回路溫度偏差過大，容易增加機組快速降功率的風險，這樣會加重電網在故障期間的負擔。機組出力要求增加3%Pe時，控制棒動作幅度加大，反應堆運行風險加大。夏季由于海水溫度升高，凝汽器真空度降低，汽機調節閥開度較大，多數時間運行在50%以上開度(技術控制要求小于56%)，此時對應的蒸汽流量需求在96%左右。一旦出現一次調頻動作要求增加負荷，特別是出力3%Pe需求，汽機的蒸汽流量需求超過98%的限值，導致汽輪機功率反饋兆瓦回路退出，汽輪發電機組控制變為開環運行，運行風險增大。

表6 660 MW平臺擾動試驗期間機組參數變化Tab.6 Changes of unit parameters during disturbance test of 660 MW platform

4 仿真及結果分析

核電機組的大型試驗采用機組設計的參數值，同時結合調試過程中的經驗反饋，根據試驗過程中的參數變化適當調整參數的設置，以達到預期結果。修正后的仿真參數如表7所示。

表7 修正后的仿真參數Tab.7 Modified simulation parameters

根據修正后的模塊進行模型仿真：假定機組以額定功率穩定運行時，電力系統突發故障，產生電力負荷的動態不平衡。此時，電力系統綜合有功功率需求增加，相應汽輪發電機組轉速下降，觸發機組一次調頻動作，機組按照設定的要求向電網提供一定的功率需求。仿真過程中，在150 s 內機組以5 MW/s 速率增加到額定功率660 MW 保持穩定運行，在150 s 時電力系統突發故障，發電機組負荷控制系統頻率偏差產生，觸發機組一次調頻動作。圖7 為功率輸出仿真曲線。

圖7 功率輸出仿真曲線Fig.7 Power output simulation curve

其中，150 s處動作仿真曲線與機組實際試驗動作曲線對比如圖8 所示。修正后的仿真結果與機組試驗結果對比如表8所示。

表8 滿功率情況下修正后的一次調頻響應指標對比Tab.8 Comparison of modified primary frequency modulation response indices under full power condition

圖8 一次調頻功率輸出曲線比較Fig.8 Comparison of curves of primary frequency modulation power output

從表8 可以看出，仿真輸出和機組試驗輸出結果均符合一次調頻技術要求。機組試驗一次調頻穩定輸出值約23 MW，與要求值19.8 MW偏差3.2 MW，一次調頻峰值輸出值約27 MW；模型仿真一次調頻穩定輸出值約19.8 MW，與要求值無偏差，模型仿真一次調頻峰值輸出值約26.5 MW。機組現場功率變送器量程為0～866 MW，測量精度為0.2%?？紤]機組功率變送器測量誤差后，機組穩定輸出誤差僅為0.27%；機組試驗輸出穩定的時間實測值為29.0 s，仿真輸出穩定的時間實測值為28.5 s，滿足DL/T 1235—2013 規定時間偏差小于2 s、功率偏差小于±30% 功率階躍量的要求[21-22]。由此可見，仿真模型能夠充分反映機組的一次調頻動作，可以用于同類型核電機組的一次調頻模擬。

5 結論

1）通過660 MW核電機組一次調頻實驗，驗證了機組在不同功率平臺能夠對電網擾動做出正確響應。實驗積累的大量數據可以為核電機組參與電網一次調頻提供數據支撐。

2）對仿真模型參數進行修正，可以使機組的一次調頻能力更優，該仿真模型可以用于同類型核電機組的一次調頻模擬。

3）汽輪機在660 MW平臺運行時，夏季由于海水溫度較高，機組效率下降，被迫降低出力，此時若出現一次調頻動作增加功率的情況，反應堆出現超功率的風險非常高。建議華東電網在研究所轄區域機組參與電網調頻策略時采用梯隊方式，首先是水電和火電機組，其次是核電機組，同時優化核電機組一次調頻投入退出條件。