水火電機組調(diào)速器死區(qū)對超低頻振蕩的影響分析

范成圍

(國網(wǎng)四川省電力公司電力科學研究院，四川 成都 610041)

0 引 言

隨著渝鄂背靠背工程的投運，西南電網(wǎng)與西北、華中、華東3個區(qū)域電網(wǎng)異步互聯(lián)，使得四川的電源結構性矛盾更為突出[1]。四川電網(wǎng)水電裝機總量大、占比高，水電機組調(diào)節(jié)性能、動態(tài)特性的好壞嚴重影響電網(wǎng)的穩(wěn)定性。系統(tǒng)轉(zhuǎn)動慣量顯著減小，系統(tǒng)頻率波動將明顯加劇，這對系統(tǒng)頻率調(diào)節(jié)策略提出了更高要求。

近年來，異步聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)振蕩現(xiàn)象逐步顯現(xiàn)，國內(nèi)外電網(wǎng)發(fā)生了多起超低頻率振蕩事件[2]?，F(xiàn)有研究發(fā)現(xiàn)，水輪機是造成超低頻振蕩發(fā)生的主要原因[3-5]。調(diào)速器成為控制水輪機動作特性的關鍵元件，優(yōu)化參數(shù)設置是解決超低頻振蕩問題的有效手段。

系統(tǒng)頻率穩(wěn)定與調(diào)速器一次調(diào)頻性能密切相關[6]，為提升高水電占比電網(wǎng)在超低頻段的阻尼水平，需要減小調(diào)速器PID參數(shù)[7]；然而，過小的調(diào)速器參數(shù)將顯著降低一次調(diào)頻性能，不利于大擾動后頻率恢復，系統(tǒng)高頻和低頻風險突出[8]。故調(diào)速器PID參數(shù)需要在一次調(diào)頻性能和超低頻振蕩抑制兩個矛盾的目標中平衡。

除了控制參數(shù)以外，調(diào)速器的死區(qū)對系統(tǒng)的調(diào)頻能力影響不可忽略。死區(qū)既是調(diào)速系統(tǒng)機械環(huán)節(jié)中不可避免的環(huán)節(jié)，同時也是避免調(diào)速器頻繁動作的主要手段。如果能夠合理設置死區(qū)，則可以實現(xiàn)抑制超低頻振蕩的目的，同時也能維持系統(tǒng)調(diào)節(jié)頻率超限的能力。因此，下面針對四川電網(wǎng)水電占比高的特性，分析水、火電機組的調(diào)速器死區(qū)對超低頻振蕩的影響。

1 超低頻振蕩機理分析

由于水的慣性，導致在水輪機導葉開度變化時，流量不會立即變化。在水輪機導葉變化初期，有功功率初始沖擊與導葉位置變化的方向相反：開啟導葉時，因壓力降低導致功率下降；關閉導葉時，因壓力增加導致功率上升。水輪機功率最終按水錘時間常數(shù)Tw逼近導葉控制指令，如式(1)所示。

ΔPm(t)=[1-3e-(2/Tw)t]ΔG

(1)

式中:ΔPm為水輪機機械功率;ΔG為導葉控制指令對應的功率。

水輪機的上述特性導致其成為“非最小相位系統(tǒng)”，在系統(tǒng)解列或水電機組孤立運行期間，可能因水輪機控制不穩(wěn)定導致超低頻振蕩現(xiàn)象。

調(diào)速器和原動機組成的系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 調(diào)速器、水輪機聯(lián)接模型

典型水輪機調(diào)速系統(tǒng)總體簡化模型可表示為

(2)

式中:ΔTm為水輪機調(diào)速系統(tǒng)輸出機械轉(zhuǎn)矩;ΔPE為電磁功率;Δω為頻率偏差量;KP、KI為PID控制器中比例系數(shù)和積分系數(shù);TR為調(diào)速器控制時間常數(shù);T為水輪機伺服系統(tǒng)時間常數(shù)。

對特定的振蕩頻率，有

ΔTm=GGOV(jωd)K(-Δω)=-α∠β·Δω

(3)

式(3)將機械轉(zhuǎn)矩ΔTm表示為調(diào)速系統(tǒng)傳遞函數(shù)GGOV(jωd)K和頻率偏差Δω的乘積，用α簡化表示。調(diào)速系統(tǒng)產(chǎn)生的移相角β隨頻率的變化而變化。針對超低頻振蕩的頻率區(qū)間，移相角β運行在負阻尼區(qū)間。水電調(diào)速系統(tǒng)在低頻段具有明顯的相位滯后效應，典型參數(shù)下水電機組調(diào)速系統(tǒng)在低頻段范圍內(nèi)均提供負阻尼。

2 四川電網(wǎng)典型調(diào)速器系統(tǒng)

調(diào)速器和原動機系統(tǒng)的傳遞函數(shù)為

G=G調(diào)速G水、汽輪機

(4)

ΔPm=DGΔω+KGΔδ

(5)

式中：ΔPm為原動機機械功率變化；Δw為轉(zhuǎn)速偏差；Δδ為功角變化；DG為阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)；KG為同步轉(zhuǎn)矩系數(shù)。

由ΔPm與Δω之間的傳遞函數(shù)可知，DG>0時發(fā)電機將向系統(tǒng)提供正阻尼。分析水輪機調(diào)速系統(tǒng)及原動機開環(huán)傳遞函數(shù)的阻尼特性，將調(diào)速系統(tǒng)提供的轉(zhuǎn)矩在ω軸上的投影(即調(diào)速系統(tǒng)提供的阻尼轉(zhuǎn)矩分量)定義為調(diào)速系統(tǒng)的阻尼系數(shù)，借此評估調(diào)速系統(tǒng)的阻尼性能。

四川電網(wǎng)主要包括水電和火電兩種能源。在PSASP數(shù)據(jù)模型中，火電機組調(diào)速器模型主要為4型，水電機組調(diào)速器模型主要為7型，且僅有開度模式。所有傳遞函數(shù)的參數(shù)都展示于模型框圖中，詳細信息參考PSASP用戶手冊[9]。

1) 4型汽輪機調(diào)速器模型

4型調(diào)速器由電液調(diào)節(jié)系統(tǒng)、電液伺服機構、汽輪機模型、主汽壓力變化模型組成。

圖2為忽略功率信號、只考慮轉(zhuǎn)速信號時的電液調(diào)節(jié)系統(tǒng)。該系統(tǒng)采用負荷反饋控制，頻率偏差Δω到閥門開度PCV的傳遞函數(shù)可表示為

(6)

圖2 電液調(diào)節(jié)系統(tǒng)

圖3為以PCV為輸入、PGV為輸出的電液伺服機構，其傳遞函數(shù)為

圖3 電液伺服機構模型

(7)

圖4為汽輪機模型框圖，其傳遞函數(shù)為

(8)

圖4 汽輪機模型

2) 7型水輪機調(diào)速器模型

7型調(diào)速器包含調(diào)節(jié)系統(tǒng)、液壓系統(tǒng)以及水輪機模型。附加調(diào)節(jié)方式為開度模式，調(diào)節(jié)系統(tǒng)的模型框圖如圖5所示。

圖5 調(diào)節(jié)系統(tǒng)

調(diào)節(jié)系統(tǒng)傳遞函數(shù)為

(9)

液壓系統(tǒng)的模型框圖如圖6所示，其傳遞函數(shù)為

(10)

圖7為考慮水錘效應的水輪機模型，其傳遞函數(shù)為

(11)

圖6 液壓系統(tǒng)(含執(zhí)行機構)模型

圖7 水輪機模型

以上兩種調(diào)速系統(tǒng)是四川電網(wǎng)中的典型調(diào)速模型，下面將其作為重點，研究對應的死區(qū)配置對超低頻振蕩的影響。

3 算例分析

3.1 仿真模型

忽略網(wǎng)絡和負荷特性，利用頻率響應模型研究多機電力系統(tǒng)的超低頻振蕩問題是較為常用的方法[10-11]。針對四川電網(wǎng)的水、火電混合系統(tǒng)特性，在Simulink平臺上建立如圖8所示的單機帶兩臺調(diào)速器的頻率響應模型，以研究不同能源機組的死區(qū)如何影響超低頻振蕩。

圖8 單機兩調(diào)速器系統(tǒng)

忽略系統(tǒng)網(wǎng)損，考慮負荷頻率調(diào)節(jié)效應和發(fā)電機阻尼系統(tǒng)后，圖8中等值發(fā)電機的傳遞函數(shù)為

(12)

式中：TJ為發(fā)動機的轉(zhuǎn)動慣量；Ds為發(fā)電機阻尼系數(shù)與負荷頻率調(diào)節(jié)效應系數(shù)之和。

7型水輪機調(diào)節(jié)系統(tǒng)采用PI控制。忽略伺服系統(tǒng)微分和積分環(huán)節(jié)，結合典型仿真數(shù)據(jù)，調(diào)速系統(tǒng)傳遞函數(shù)可以簡化為

(13)

對于實際電網(wǎng)仿真，4型汽輪機通?？紤]高壓蒸汽和中間再熱蒸汽容積效應，調(diào)速器保留調(diào)差特性，伺服系統(tǒng)忽略微分和積分控制，結合四川電網(wǎng)典型仿真數(shù)據(jù)，調(diào)速系統(tǒng)傳遞函數(shù)可以簡化為

(14)

仿真參數(shù)設置如下：

1)發(fā)電機Ggen參數(shù)為TJ=10.0s，DS=0.4；

2)水輪機Ght及其調(diào)速器Ghgov參數(shù)為KP=0.5，KD=0.7，KI=1，TW=1，TGH=0.2，bP=0.04；

3)汽輪機Gst及其調(diào)速器Gsgov參數(shù)為R=0.030 3，TG=0.2，F(xiàn)HP=1，TRH=10，TCH=12。

另外，設置b1和b2分別為水輪機調(diào)速器和汽輪機調(diào)速器的死區(qū)，通過改變死區(qū)的大小，測試在不同的擾動輸入下，死區(qū)對頻率振蕩的影響。

3.2 死區(qū)大小影響分析

所建立的系統(tǒng)由1臺火電機組和1臺水電機組構成，分別以不同的死區(qū)配置進行仿真，將擾動由小到大按步長0.000 1增加，直到系統(tǒng)首次出現(xiàn)發(fā)散的振蕩波形，記錄此時的擾動大小，以此作為該死區(qū)配置下的臨界擾動大小。當擾動大于臨界擾動時，系統(tǒng)不穩(wěn)定；當擾動小于臨界擾動時，系統(tǒng)穩(wěn)定。算例中水、火電機組調(diào)速器死區(qū)分別為0.007 pu和0.005 pu時(基于50 Hz)，以不同幅值的擾動大小測試系統(tǒng)，發(fā)現(xiàn)當擾動幅值在0.020 0時，激發(fā)出收斂的波形，系統(tǒng)是穩(wěn)定的；而當幅值增加到0.020 1時，波形發(fā)散，系統(tǒng)失穩(wěn)。如圖9所示。所以0.020 1即是該死區(qū)配置下的系統(tǒng)臨界擾動值。用同樣的方法測試不同死區(qū)配置的仿真，結果如表1所示。

圖9 頻率分析的系統(tǒng)等值模型

以算例1作為基準，將其他算例的結果與之進行比較，分析討論死區(qū)對系統(tǒng)穩(wěn)定性高低的影響。

表1 不同死區(qū)的臨界振幅值

1)水、火電機組死區(qū)獨立影響

以算例1為基準，將算例2(單獨增加水電死區(qū))和算例3(單獨增加火電死區(qū))的結果與之比較，可以看出：兩者死區(qū)的增加都增加了臨界擾動的大?。徊⑶遗R界擾動對水電機組調(diào)速器的死區(qū)更為敏感，同樣增加0.001 pu的死區(qū)大小，算例2的臨界擾動增幅更大。

2)共同改變死區(qū)

將水、火電機組調(diào)速器死區(qū)同時增加(算例4)或同時減少(算例5)，臨界擾動的幅值也隨之增大或減小。臨界擾動幅值與死區(qū)大小的變化正相關。

3)相互反向改變死區(qū)

將水、火電機組調(diào)速器相互以相反方向改變死區(qū)大小，其中算例6中水電死區(qū)減少、火電死區(qū)增加，其臨界擾動比算例1減?。欢憷?中水電死區(qū)增加、火電死區(qū)減少，其臨界擾動比算例1更高。相比算例1，算例6和算例7中水、火電機組調(diào)速器死區(qū)值的改變量絕對值相同。結果證明，增加水電死區(qū)、減少水電機組的調(diào)頻參與度，同時減少火電機組死區(qū)、增加火電機組的調(diào)頻參與度，對系統(tǒng)的頻率振蕩有較好的抑制作用，同時也保持了系統(tǒng)的頻率調(diào)節(jié)能力。

4 結 語

調(diào)速器死區(qū)對超低頻振蕩的抑制作用比較明顯，死區(qū)越高則系統(tǒng)發(fā)生超低頻振蕩的風險越低。但不同能源機組的調(diào)速器死區(qū)對于超低頻振蕩的抑制效果不同。通過調(diào)節(jié)水電機組的調(diào)速器死區(qū)能夠明顯改變使系統(tǒng)發(fā)生頻率振蕩的擾動幅值，而火電機組則效果較弱。綜合來看，不論單獨提高某種機組還是共同提高水、火電機組死區(qū)，都可以達到抑制超低頻振蕩的目的，但相應卻可能減少系統(tǒng)的調(diào)頻能力；由于水、火電機組對超低頻振蕩的影響存在差異，可以通過提高水電機組死區(qū)、降低火電機組死區(qū)的方法，達到抑制振蕩和保持調(diào)頻能力的平衡。合理配置調(diào)速器死區(qū)，實現(xiàn)不同調(diào)頻手段的優(yōu)化控制，是利用死區(qū)設置抑制超低頻振蕩的有效手段。