新疆地區(qū)新能源引發(fā)次同步振蕩典型案例分析

楊志文

(神華國(guó)能哈密電廠，新疆 哈密 839000)

當(dāng)今新能源發(fā)電特別是風(fēng)力發(fā)電已經(jīng)成為中國(guó)能源戰(zhàn)略的主要組成部分，“十二五”期間，我國(guó)在新疆、甘肅、內(nèi)蒙古、吉林等地規(guī)劃建設(shè)了8個(gè)千萬(wàn)千瓦級(jí)的風(fēng)電基地。由于我國(guó)能源與負(fù)荷中心逆向分布的特點(diǎn)，使得遠(yuǎn)距離、高容量風(fēng)電外送成為必然趨勢(shì)[1]，高壓直流輸電技術(shù)以及串補(bǔ)輸電技術(shù)是實(shí)現(xiàn)大規(guī)模風(fēng)電外送的兩種主要方式，但可能導(dǎo)致系統(tǒng)的次同步振蕩(SSO)問(wèn)題[2]，影響外送系統(tǒng)的穩(wěn)定安全運(yùn)行。2009年美國(guó)德克薩斯州某風(fēng)場(chǎng)發(fā)生的串補(bǔ)電容引起的次同步振蕩以及2010年起發(fā)生在河北沽原地區(qū)風(fēng)場(chǎng)與串補(bǔ)相互作用引發(fā)的次同步諧振事件，使得更多學(xué)者認(rèn)識(shí)到風(fēng)電次同步振蕩問(wèn)題的嚴(yán)重性，開始此類問(wèn)題的研究[3-7]。

2015年7月1日，新疆哈密地區(qū)某電廠三臺(tái)運(yùn)行的火電機(jī)組全部跳閘(另外一臺(tái)機(jī)組停運(yùn))，事故分析表明本次跳閘是由于次同步振蕩引起的，這是國(guó)內(nèi)發(fā)生的新能源并網(wǎng)引起的新型次同步振蕩問(wèn)題的又一典型案例。

針對(duì)本次火電廠發(fā)生的新型次同步振蕩，本文介紹了跳機(jī)電廠次同步振蕩事件過(guò)程，并基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和大量監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)電廠所在系統(tǒng)的次同步振蕩影響因素進(jìn)行了分析，針對(duì)性地提出了抑制本電廠次同步振蕩的解決方案，最后對(duì)抑制方案的工程可行性進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 某電廠次同步振蕩事件分析

新疆哈密地區(qū)送出系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1，哈密地區(qū)風(fēng)、光、火打捆的電源輸送基地通過(guò)±800kV直流輸送至鄭州。其中跳機(jī)電廠4×660MW機(jī)組通過(guò)500KV聯(lián)變送至天山換流站，麻黃溝西風(fēng)匯444MVA、麻黃溝東風(fēng)匯643.5MVA通過(guò)兩級(jí)750KV聯(lián)變與天山換流站相連。

圖1 哈密地區(qū)送出系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Schematic diagram of Hami area transmission system

2015年7月1日11時(shí)53分到55分，某電廠2號(hào)、1號(hào)、3號(hào)機(jī)組的軸系扭振保護(hù)相繼動(dòng)作跳機(jī)，造成損失功率共1280MW，頻率波動(dòng)達(dá)0.1 Hz，天中直流功率也由4500MW降到了3000MW。

機(jī)組跳閘前，模態(tài)3(30.76Hz)扭振峰值達(dá)到0.5rad/s，此期間，臨近電廠1號(hào)、2號(hào)機(jī)組的軸系扭振保護(hù)裝置(TSR)發(fā)生保護(hù)啟動(dòng)(啟動(dòng)模態(tài)為模態(tài)2，頻率為31.25Hz)，且于20秒后保護(hù)啟動(dòng)復(fù)歸。對(duì)此期間交流電網(wǎng)PMU記錄的次同步范圍內(nèi)的諧波頻率分析，交流電網(wǎng)中此時(shí)間段內(nèi)持續(xù)存在16Hz到24Hz的次同步間諧波分量，并主要分布于山北站、哈密站、天山站、花園廠、南湖廠沿線。圖2為PMU的數(shù)據(jù)頻率波動(dòng)情況。

圖2 PMU數(shù)據(jù)頻率波動(dòng)趨勢(shì)圖Fig.2 Frequency fluctuation trend chart of PMU data

跳閘機(jī)組模態(tài)3頻率為30.76Hz，其互補(bǔ)頻率為19.24Hz(50-30.76=19.24)。根據(jù)上圖PMU數(shù)據(jù)頻率分布情況，系統(tǒng)諧波頻率在10:50左右短時(shí)穿越19.24Hz(圖2中靠上的水平線)，其后在11:50后持續(xù)在19.24Hz波動(dòng)，對(duì)比7月1日跳機(jī)電廠TSR記錄的模態(tài)幅值變化曲線，如圖3，機(jī)組模態(tài)3扭振幅值變大的時(shí)間段，與系統(tǒng)振蕩頻率在19.24Hz附近的時(shí)間段完全吻合。

圖3 某電廠機(jī)組模態(tài)3幅值變化曲線Fig.3 Variation curve of mode 3 amplitude a power plant unit

由此，初步判斷系統(tǒng)中的次同步振蕩諧波是引發(fā)此次扭振保護(hù)動(dòng)作的主要原因。

2 某電廠機(jī)組扭振特性分析

跳機(jī)電廠汽輪發(fā)電機(jī)組為東汽660MW機(jī)組，包括高中壓合缸，低壓缸A，低壓缸B，發(fā)電機(jī)，集中質(zhì)量模型參數(shù)如下表所示。

表1 機(jī)組集中質(zhì)量模型Tab.1 Lumped mass model of unit

根據(jù)廠家提供的機(jī)組軸系的連續(xù)質(zhì)量模型，代入多自由度振動(dòng)微分方程，如公式(1)，獲得機(jī)組軸系扭轉(zhuǎn)振動(dòng)的模態(tài)頻率和振型[8]。

(1)

根據(jù)各質(zhì)量塊的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和扭轉(zhuǎn)剛度可確定出質(zhì)量矩陣[M]和剛度矩陣[K]，對(duì)四質(zhì)量塊模型，M和K陣如下：

(2)

(3)

進(jìn)一步可求出固有頻率和各質(zhì)量塊的扭位移，將扭位移歸一化可得到機(jī)組的振型曲線。

圖4 機(jī)組軸系振型曲線 Fig.4 Vibration mode shape curve of unit shaft

機(jī)組軸系三階模態(tài)頻率分別為15.38Hz、25.27Hz、30.76Hz。根據(jù)振型曲線，在發(fā)生模態(tài)3對(duì)應(yīng)頻率的扭振時(shí)，各質(zhì)量塊之間的扭位移均較大，更容易引起軸系疲勞損傷，經(jīng)工程計(jì)算，模態(tài)3的疲勞累積初值為0.251rad/s，為疲勞累積起始值最低的模態(tài)。

跳機(jī)電廠機(jī)組自2015年3月投運(yùn)后，數(shù)次監(jiān)測(cè)到SSO現(xiàn)象的發(fā)生。有的是由于線路電氣擾動(dòng)產(chǎn)生，有的則是由外界激勵(lì)產(chǎn)生，前者激勵(lì)后在機(jī)組自身的機(jī)械阻尼作用下迅速衰減，后者激發(fā)后由于線路次同步諧波持續(xù)存在，次同步振蕩會(huì)持續(xù)。持續(xù)存在的次同步振蕩說(shuō)明某電廠在當(dāng)前的網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)下存在嚴(yán)重的次同步振蕩風(fēng)險(xiǎn)。

在發(fā)生7.1事件跳機(jī)前，某電廠配置的TSR裝置曾多次啟動(dòng)錄波，對(duì)錄波數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)某電廠機(jī)組存在持續(xù)振蕩甚至呈發(fā)散趨勢(shì)的轉(zhuǎn)速信號(hào)，其中幅值較大的為模態(tài)3，典型錄波曲線如下圖所示。

圖5 現(xiàn)場(chǎng)錄波數(shù)據(jù)模態(tài)3分析Fig.5 Mode 3 analysis of field recording data

分析模態(tài)3轉(zhuǎn)速信號(hào)幅值及衰減系數(shù)，如表1。6月13日05:13:52的錄波中(圖5中的第一個(gè)錄波分析圖)，模態(tài)3衰減系數(shù)為負(fù)，如表2中加粗斜體所示。

表2 機(jī)組錄波分析情況匯總Tab.2 Summary of unit wave recording data analysis

當(dāng)衰減系數(shù)大于0時(shí)，表示轉(zhuǎn)速信號(hào)收斂，阻尼為正；當(dāng)衰減系數(shù)小于0時(shí)，表示轉(zhuǎn)速信號(hào)發(fā)散，阻尼為負(fù)。根據(jù)以上分析，某電廠機(jī)組模態(tài)3存在弱阻尼甚至負(fù)阻尼的情況，當(dāng)外界存在次同步頻率的諧波擾動(dòng)且頻率與機(jī)組軸系頻率耦合時(shí)，易引起機(jī)組扭振，此時(shí)軸系存在失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)。

3 某電廠次同步振蕩擾動(dòng)源特性分析

跳機(jī)電廠由于處于風(fēng)火打捆并且經(jīng)直流送出的網(wǎng)架結(jié)構(gòu)內(nèi)，引起次同步振蕩的機(jī)理復(fù)雜，影響因素較多。自2014年4月以來(lái)，無(wú)規(guī)律發(fā)生過(guò)百余次的次同步振蕩。

風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)子側(cè)變流器如果控制參數(shù)設(shè)置不合理可能會(huì)引起風(fēng)電機(jī)組次同步扭振[9]，如果風(fēng)機(jī)的并網(wǎng)點(diǎn)電氣量中存在間歇波分量，轉(zhuǎn)子變流器回路有可能對(duì)該間歇波具有放大作用。

風(fēng)電場(chǎng)附近裝設(shè)SVC或SVG[10-11]，由于電力電子器件的快速響應(yīng)特性，加上控制回路的高放大倍數(shù)，SVC與SVG設(shè)備會(huì)對(duì)間諧波分量起到明顯的放大作用[12-13]。

跳機(jī)電廠距離天中直流47公里，兩者之間的電氣距離比較近；并且跳機(jī)電廠機(jī)組與交流電網(wǎng)的聯(lián)系比較薄弱，僅為兩回線路，存在發(fā)生次同步振蕩發(fā)散的可能[14-15]。

為深入分析哈密山北地區(qū)風(fēng)電場(chǎng)功率波動(dòng)、風(fēng)電場(chǎng)及匯集站SVG/SVC動(dòng)態(tài)無(wú)功補(bǔ)償設(shè)備的投退、功率波動(dòng)、天中直流功率變化等因素是否對(duì)跳機(jī)電廠次同步振蕩產(chǎn)生影響，開展了風(fēng)電出力調(diào)整、天中直流功率調(diào)整、SVC/SVG投退等相關(guān)試驗(yàn)。相關(guān)試驗(yàn)情況匯總見表3。

表3 哈密地區(qū)次同步振蕩擾動(dòng)源特性分析試驗(yàn)Tab.3 Characteristics analysis experiment of SSO disturbance source in Hami area

根據(jù)上述試驗(yàn)情況，哈密地區(qū)的次同步振蕩擾動(dòng)源可能不止一個(gè)，哈密地區(qū)的次同步振蕩是多種擾動(dòng)源的綜合作用下的結(jié)果。

更進(jìn)一步地采用電磁暫態(tài)分析方法表明，影響跳機(jī)電廠次同步振蕩特性的主要因素及影響趨勢(shì)為[16-19]：

(1)火電廠機(jī)組的運(yùn)行工況會(huì)對(duì)次同步振蕩的頻率和軸系扭振的穩(wěn)態(tài)幅值造成影響，表現(xiàn)為：機(jī)械阻尼越小，次同步振蕩頻率與軸系的固有扭振頻率越接近，相互作用引發(fā)的扭振強(qiáng)度會(huì)增加。

(2)直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組與交流電網(wǎng)的相互作用可能引起次同步振蕩，這一振蕩形態(tài)受交流電網(wǎng)強(qiáng)度、并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)與出力水平、風(fēng)機(jī)內(nèi)部控制參數(shù)等多重因素影響。

(3)風(fēng)電場(chǎng)附近裝設(shè)的SVC或者SVG在恒電壓的控制模式下，比例/積分增益越大、阻尼越弱、振蕩頻率越高時(shí)，相比恒無(wú)功的控制模式，更容易激發(fā)出危險(xiǎn)的次同步振蕩。

(4)在電廠機(jī)組負(fù)載水平較低時(shí)，臨近的特高壓直流系統(tǒng)對(duì)機(jī)組的次同步振蕩特性影響相對(duì)很小，但是隨著負(fù)載水平的升高，直流系統(tǒng)對(duì)次同步振蕩的頻率和軸系扭振的幅值的影響增大。

風(fēng)機(jī)變流器或逆變器的控制參數(shù)的調(diào)整、SVG/SVC等電力電子設(shè)備的投退、天中直流的投退、系統(tǒng)運(yùn)行方式的變化等，引發(fā)系統(tǒng)發(fā)生次同步振蕩時(shí)，當(dāng)系統(tǒng)中諧波電流的振蕩頻率與發(fā)電機(jī)組軸系的某一固有扭振頻率互補(bǔ)或接近互補(bǔ)時(shí)，可能引起機(jī)組的扭振保護(hù)啟動(dòng)，嚴(yán)重時(shí)甚至造成軸系疲勞損傷。

以2016年1月份投運(yùn)的750kV三塘湖變?yōu)槔S著三塘湖地區(qū)并網(wǎng)風(fēng)機(jī)數(shù)量的增多，系統(tǒng)中頻繁發(fā)生風(fēng)電次同步振蕩事件。對(duì)2016年上半年系統(tǒng)側(cè)發(fā)生的次同步振蕩情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，如圖6。部分統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)列于表4。

圖6 哈密地區(qū)系統(tǒng)側(cè)次同步振蕩頻率統(tǒng)計(jì)Fig.6 Statistics of system side subsynchronous oscillation frequency in Hami area

表4 三塘湖投運(yùn)后哈密地區(qū)次同步振蕩匯總Tab.4 Subsynchronous oscillation summary in Hami aera after Santanghu substation commissioning

續(xù)表

自三塘湖變投運(yùn)至7月底，哈密地區(qū)共發(fā)生66次振蕩，振蕩頻率分布情況如圖6。實(shí)心正方形標(biāo)記為系統(tǒng)發(fā)生振蕩時(shí)某電廠TSR扭振保護(hù)啟動(dòng)；空心圈圈標(biāo)記為振蕩時(shí)某電廠TSR扭振保護(hù)未啟動(dòng)。根據(jù)統(tǒng)計(jì)，某電廠TSR扭振保護(hù)啟動(dòng)次數(shù)為12次。

根據(jù)上述分析結(jié)果，哈密地區(qū)發(fā)生振蕩時(shí)，在系統(tǒng)側(cè)同時(shí)存在次同步頻率電流與超同步頻率電流，且電流諧波頻率不斷變化。當(dāng)電流振蕩頻率與機(jī)組軸系的固有扭振頻率互補(bǔ)或接近互補(bǔ)，并且電流的諧波幅值達(dá)到一定程度時(shí)，就可能引起火電機(jī)組側(cè)發(fā)生次同步振蕩。

4 某電廠次同步振蕩抑制方案研究

考慮到實(shí)際機(jī)網(wǎng)運(yùn)行方式的多樣性和網(wǎng)側(cè)振蕩頻率的時(shí)變性，實(shí)際系統(tǒng)中機(jī)組扭振的幅值將具有較強(qiáng)的不確定性，因此針對(duì)單一振蕩因素采取的抑制方法，無(wú)法完全解決振蕩問(wèn)題[20-24]。

為了保護(hù)機(jī)組軸系安全，同時(shí)避免火電機(jī)組跳機(jī)時(shí)對(duì)系統(tǒng)產(chǎn)生大的沖擊，研究在火電機(jī)組側(cè)配置次同步振蕩抑制措施。參考國(guó)內(nèi)已有成熟的工程實(shí)施案例，如上都電廠采取GTSDC+SEDC措施來(lái)抑制串補(bǔ)引發(fā)的次同步振蕩問(wèn)題，鄂溫克電廠采取GTSDC+SEDC措施來(lái)抑制呼遼直流引發(fā)的次同步振蕩問(wèn)題?？紤]到本電廠次同步振蕩擾動(dòng)因素的復(fù)雜性，研究采用GTSDC+SEDC聯(lián)合抑制方案的可行性[25]，此方案的實(shí)施為國(guó)內(nèi)外首例抑制新能源引發(fā)次同步振蕩問(wèn)題的工程應(yīng)用。

SEDC采用汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速信號(hào)作為反饋信號(hào)，基于分模態(tài)原理，通過(guò)濾波、比例、移相環(huán)節(jié)得到各個(gè)模態(tài)的控制信號(hào)，線性相加后通過(guò)限幅環(huán)節(jié)形成SEDC的輸出，疊加到勵(lì)磁調(diào)節(jié)器的控制信號(hào)上，從而在勵(lì)磁繞組上產(chǎn)生次同步頻率電壓和電流，進(jìn)而產(chǎn)生相應(yīng)的電磁轉(zhuǎn)矩，對(duì)SSO起到阻尼作用[26-27]。

GTSDC也以發(fā)電機(jī)軸系轉(zhuǎn)速偏差信號(hào)作為輸入量，但不同的是，GTSDC是通過(guò)向定子側(cè)注入與扭振模態(tài)互補(bǔ)頻率的動(dòng)態(tài)補(bǔ)償電流來(lái)增加機(jī)組次同步頻率阻尼特性，進(jìn)而達(dá)到避免SSO風(fēng)險(xiǎn)的目的[28-30]。

GTSDC+SEDC聯(lián)合抑制措施示意圖如圖7所示，兩種抑制措施均安裝于廠側(cè)，以汽輪發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速差作為各自輸入，分別輸出至勵(lì)磁側(cè)與定子側(cè)，產(chǎn)生相應(yīng)電磁轉(zhuǎn)矩，最終生成相應(yīng)電氣阻尼。

圖7 GTSDC+SEDC聯(lián)合抑制示意圖Fig.7 Schematic diagram of GTSDC+SEDC combined inhibition

GTSDC+SEDC聯(lián)合抑制措施使定、轉(zhuǎn)子形成互為備用功能，其中一個(gè)裝置停運(yùn)，另一個(gè)裝置還能繼續(xù)提供抑制功能，有效降低了發(fā)生次同步振蕩時(shí)的火電機(jī)組切機(jī)風(fēng)險(xiǎn)。而且二次設(shè)備結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，相對(duì)兩個(gè)互為備用的一次設(shè)備，電廠的投資和運(yùn)行維護(hù)成本都將大大降低。

為驗(yàn)證GTSDC+SEDC抑制方案的有效性，針對(duì)電廠實(shí)際送出系統(tǒng)進(jìn)行合理化等值，采用PSCAD軟件建模如下拓?fù)渚W(wǎng)絡(luò)模型。圖中風(fēng)電場(chǎng)建模為n臺(tái)型號(hào)相同的1.5MW直驅(qū)風(fēng)機(jī)，它們連接于同一條母線上，且控制參數(shù)及運(yùn)行狀態(tài)一致，相當(dāng)于實(shí)際多風(fēng)機(jī)的平均參數(shù)和狀態(tài)。

圖8 等值電網(wǎng)模型Fig.8 Equivalent power grid model

以7.1事件為例，采用GTSDC+SEDC聯(lián)合抑制方案進(jìn)行次同步振蕩抑制。經(jīng)仿真分析，加入聯(lián)合抑制措施后，與無(wú)抑制措施相比，模態(tài)3轉(zhuǎn)速的穩(wěn)態(tài)振蕩幅值從0.197rad/s降低到0.052rad/s，抑制效果達(dá)到74%，如圖9(a)所示。

同樣地，考慮其他惡劣工況，如四臺(tái)火電機(jī)組均為90%出力，機(jī)械阻尼較小(滿載阻尼的50%)；特高壓直流投運(yùn)；風(fēng)電場(chǎng)715臺(tái)直驅(qū)風(fēng)機(jī)投運(yùn)，SVG恒電壓控制。在本工況下，采取聯(lián)合抑制措施，與無(wú)抑制措施相比，模態(tài)3的最大轉(zhuǎn)速幅值從1.032rad/s減小到0.060rad/s，穩(wěn)態(tài)轉(zhuǎn)速幅值從0.435rad/s降低到0.055rad/s，控制效果達(dá)87%，如圖9(b)所示。

在上述惡劣四機(jī)工況下，更進(jìn)一步地，發(fā)生三相短路故障，此時(shí)仿真得到的模態(tài)3在有無(wú)抑制措施時(shí)，轉(zhuǎn)速波形的對(duì)比如圖9(c)所示。在聯(lián)合抑制措施下，模態(tài)幅值迅速衰減到較低水平。

(a) 7.1事件(a) 7.1 accident

根據(jù)上述仿真結(jié)果，在火電機(jī)組側(cè)安裝GTSDC+SEDC裝置，模態(tài)轉(zhuǎn)速的振蕩不再出現(xiàn)大的波動(dòng)，而是迅速進(jìn)入平穩(wěn)期，且振蕩幅值大大減小。仿真研究結(jié)果表明GTSDC+SEDC抑制方案具有良好的抑制效果。

5 某電廠次同步振蕩抑制效果工程驗(yàn)證

某電廠4×660MW機(jī)組采用單臺(tái)機(jī)配置GTSDC+SEDC聯(lián)合方案來(lái)抑制次同步振蕩。經(jīng)過(guò)嚴(yán)謹(jǐn)?shù)姆桨笇?duì)比，采用北京四方繼保自動(dòng)化股份有限公司生產(chǎn)的GTSDC與SEDC裝置。本方案于2019年開始工程實(shí)施，2020年9月具備投運(yùn)條件。通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證GTSDC+SEDC的抑制效果。

在機(jī)組負(fù)荷保持穩(wěn)定運(yùn)行工況下，投入SEDC抑制功能，通過(guò)GTSDC在電網(wǎng)側(cè)注入諧波電流信號(hào)作為擾動(dòng)源，分別激發(fā)出機(jī)組側(cè)軸系在三個(gè)模式下的扭轉(zhuǎn)振動(dòng)，激勵(lì)20秒后，投入GTSDC抑制功能，在SEDC與GTSDC的聯(lián)合抑制作用下，模態(tài)轉(zhuǎn)速信號(hào)迅速衰減。模態(tài)1、模態(tài)2、模態(tài)3的抑制效果分別如圖10(a)、(b)、(c)所示。

(a)模態(tài)1(a)Mode 1

在同樣的GTSDC激勵(lì)條件下，與無(wú)抑制措施相比，投入SEDC抑制后，模態(tài)1最大轉(zhuǎn)速幅值由無(wú)抑制措施的0.225rad/s降低到0.08rad/s左右；激勵(lì)退出后，在GTSDC與SEDC的聯(lián)合作用下，模態(tài)1的轉(zhuǎn)速由0.08rad/s左右快速降低到0.03rad/s以下；

在同樣的GTSDC激勵(lì)條件下，與無(wú)抑制措施相比，投入SEDC抑制后，模態(tài)2最大轉(zhuǎn)速幅值由無(wú)抑制措施的0.25rad/s降低到0.1 rad/s左右；激勵(lì)退出后，在GTSDC與SEDC的聯(lián)合作用下，模態(tài)2的轉(zhuǎn)速由0.1rad/s左右快速降低到0.03rad/s以下；

在同樣的GTSDC激勵(lì)條件下，與無(wú)抑制措施相比，投入SEDC抑制后，模態(tài)3最大轉(zhuǎn)速幅值由無(wú)抑制措施的0.22rad/s降低到0.11 rad/s左右；激勵(lì)退出后，在GTSDC與SEDC的聯(lián)合作用下，模態(tài)3的轉(zhuǎn)速由0.11rad/s左右快速降低到0.03rad/s以下。

投入聯(lián)合抑制措施后，三個(gè)模態(tài)的衰減速率與無(wú)抑制措施時(shí)的衰減速率比較如表5所示。聯(lián)合抑制措施極大地提高了某電廠機(jī)組對(duì)三個(gè)軸系模態(tài)的阻尼能力。

表5 聯(lián)合抑制下模態(tài)衰減系數(shù)Tab.5 Mode attenuation coefficient under combined suppression measures

6 結(jié)語(yǔ)

某電廠所在的輸電網(wǎng)絡(luò)中存在與機(jī)組模態(tài)頻率互補(bǔ)的振蕩電流量是導(dǎo)致某電廠7.1事件軸系扭振跳機(jī)的主要原因。哈密地區(qū)系統(tǒng)側(cè)頻繁發(fā)生次同步振蕩，當(dāng)系統(tǒng)中的電氣量的振蕩頻率與機(jī)組軸系固有扭振頻率互補(bǔ)或接近互補(bǔ)時(shí)，有可能引起機(jī)組側(cè)扭振保護(hù)啟動(dòng)甚至疲勞累計(jì)。由于系統(tǒng)側(cè)的次同步振蕩擾動(dòng)因素諸多，僅系統(tǒng)側(cè)的監(jiān)測(cè)抑制措施并不完備。為了保護(hù)機(jī)組軸系安全，同時(shí)避免火電機(jī)組跳機(jī)對(duì)系統(tǒng)產(chǎn)生比較大的沖擊，火電機(jī)組側(cè)安裝GTSDC與SEDC次同步振蕩抑制裝置，提高阻尼能力，降低切機(jī)風(fēng)險(xiǎn)，保護(hù)軸系安全。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)驗(yàn)證，在持續(xù)激勵(lì)條件下，投入GTSDC+SEDC聯(lián)合抑制措施，各模態(tài)被激發(fā)的轉(zhuǎn)速幅值顯著減小，且在激勵(lì)退出后轉(zhuǎn)速幅值迅速衰減到較小的幅值范圍內(nèi)，模態(tài)衰減速率顯著提高，GTSDC+SEDC聯(lián)合抑制效果明顯。