燃氣機組轉動慣量突變引起的低頻功率振蕩分析及改進

陳亞軍

(廣東粵華發(fā)電有限責任公司，廣州 510731)

某電廠兩臺燃氣發(fā)電機組為上海電氣生產的THDF-108/53型單軸聯(lián)合循環(huán)發(fā)電機組，采用SIEMENS公司技術。其中#1機組在PSS投入后，第一次停機過程中發(fā)生低頻功率振蕩。經分析和試驗驗證，此次振蕩與機組特性和PSS定值設定相關。探究此次振蕩的原因對解決同類型機組的單機功率振蕩隱患具有普遍參考意義。

1 發(fā)電機及PSS參數(shù)介紹

1.1 機組型式

本機組為單軸聯(lián)合循環(huán)燃氣機組，燃氣輪機、發(fā)電機和汽輪機同軸。其中燃氣輪機與發(fā)電機剛性連接，汽輪機與發(fā)電機通過同步離合器連接。停機時同步離合器輸入端(汽輪機)轉速小于離合器輸出端(發(fā)電機)轉速時，離合器自動脫開。機組型式原理如圖1所示。

圖1 單軸聯(lián)合循環(huán)燃氣機組原理圖

1.2 發(fā)電機規(guī)范

機組勵磁系統(tǒng)采用自并勵靜態(tài)勵磁系統(tǒng)。勵磁變電源取自發(fā)電機機端，經勵磁變、可控硅整流裝置、滑環(huán)給發(fā)電機轉子提供勵磁電流。采用SIEMENS公司THYRIPOL勵磁機系統(tǒng)，設備為6RV8040- 4ED89- 6DD1-Z型號的全靜態(tài)勵磁裝置。

1.3 PSS介紹

PSS是自動電壓調節(jié)器(automatic voltage regulator,AVR)的附加環(huán)節(jié)，以低頻0.2～2.5 Hz的有功功率擺動作為輸入，經過放大和調整相位后疊加在AVR輸出上，產生同發(fā)電機阻尼繞組一樣效果的正阻尼，抵消單純電壓偏差調節(jié)的AVR所產生的負阻尼。電力系統(tǒng)穩(wěn)定器PSS能夠有效地抑制低頻振蕩[1-3]，有利于提高電力系統(tǒng)的動態(tài)穩(wěn)定性[4]。本機組勵磁系統(tǒng)PSS模型如圖2所示。

圖2 勵磁系統(tǒng)PSS模型

圖中：VsT1為轉速信號；VsT2為功率信號；Tw1～Tw4為隔直環(huán)節(jié)是時間常數(shù)；T1～T6為超前滯后環(huán)節(jié)時間常數(shù)；T7為慣性環(huán)節(jié)時間常數(shù)；T8、T9為斜坡環(huán)節(jié)時間常數(shù)；M、N為斜坡函數(shù)階數(shù)；Ks1～Ks3為比例放大倍數(shù)。

PSS是個閉環(huán)系統(tǒng)，從控制理論來講，過大的放大倍數(shù)必然引起振蕩，而過小的放大倍數(shù)不能提供足夠的阻尼來抑制低頻振蕩[4-5]。PSS的定值通過現(xiàn)場試驗確定，PSS試驗現(xiàn)場參數(shù)整定依據(jù)是：將所測得的無補償頻率特性與PSS單元頻率特性相結合，檢查其在0.2～2.5 Hz頻帶內的相位滯后情況，使PSS輸出的力矩向量對應Δω軸在超前10°至滯后30°間，即滿足DL/T 650—1998《大型汽輪發(fā)電機自并勵靜止勵磁系統(tǒng)技術條件》的要求。

本機組故障前PSS定值是在額定有功功率、無功功率為0狀態(tài)下進行整定的，并在滿功率和60%兩個工況下進行了驗證。PSS完成了現(xiàn)場參數(shù)整定試驗，當時試驗結果表明PSS能較好地提高阻尼比，抑制振蕩效果好。PSS退出的功率門檻值整定為125 MW，投入的功率門檻值是150 MW。但試驗均是在“燃氣輪機+發(fā)電機+汽輪機”三軸串聯(lián)的情況下進行的，未考慮軸系變化引起的轉動慣量變化問題。這種傳統(tǒng)的PSS配置通?；趩我坏南到y(tǒng)運行方式，當系統(tǒng)參數(shù)或運行條件改變時，低頻振蕩的頻率多少會發(fā)生改變，但PSS的參數(shù)仍然是原來運行方式下的參數(shù)，這樣的控制結果必然會偏離最佳控制點[6]。

1.4 振蕩過程參數(shù)

機組振蕩發(fā)生在停運過程中，為投入PSS后第一次停機。機組按計劃減負荷至154 MW左右，再啟動汽輪機順停至調門和主汽門全關，隨即同步離合器脫扣。此時燃氣輪機還在運行，此時機組發(fā)生低頻振蕩，振蕩時機組參數(shù)如圖3、圖4所示。

圖3 相量測量裝置PMU上振蕩全過程有功功率趨勢

圖4 透平控制系統(tǒng)(turbine control system，TCS)振蕩全過程時參數(shù)趨勢

由圖4可以看出有功功率在汽輪機轉速開始下降時就開始振蕩，振蕩時相關參數(shù)波動范圍為：有功功率為118～191 MW；無功功率為-60～-45 Mvar；定子電壓為20.92～20.64 kV；定子電流為4 497～4 564 A；轉子電壓為-97～413 V；轉子電流為 1 255～1 617 A；振蕩頻率1.7 Hz，持續(xù)時間100 s。

2 振蕩原因分析

2.1 汽輪機停運造成功率擾動是起因

由圖4可以看出，振蕩與汽輪機停機在一個時間段，在這段時間燃氣輪機維持運行。振蕩開始的時間與汽輪機調門全關后汽輪機轉速開始下降的時間同步。汽輪機轉速開始下降至同步離合器完全脫開約有10 s的時間，因為此時汽輪機的轉速小于發(fā)電機轉速，汽輪機由原先的提供驅動力變?yōu)楸煌蟿?，對發(fā)電機運行造成一定程度的擾動。這就解釋了這次有功振蕩頻率與機組滿負荷運行時本機振蕩頻率有偏差的原因。

2.2 PSS是加劇振蕩主因

汽輪機轉速下降時的功率是154 MW, PSS退出的功率門檻值是125 MW，所以振蕩開始時PSS仍在投入狀態(tài)。由圖4可以看出，當汽輪機轉速出現(xiàn)下降(大于2 r/min)，PSS就發(fā)出輸出信號。PSS發(fā)出輸出信號的同時，有功功率、無功功率、勵磁電壓、勵磁電流就開始出現(xiàn)大幅度的波動。振蕩時有功功率波動范圍為118 ～191 MW，包含了PSS投入和退出的門檻值范圍，振蕩過程中PSS存在閉鎖和激活反復的情況。PSS輸出信號消失后，波動就同時消失。由此可見，低頻振蕩的大幅度波動與PSS輸出信號有關。振蕩時勵磁AVR柜中的數(shù)據(jù)波形如圖5、圖6所示。

圖5 勵磁AVR柜振蕩發(fā)生初期階段主要參數(shù)趨勢

圖6 勵磁AVR柜最終閉鎖前的若干次振蕩主要參數(shù)趨勢

由圖5可以看出，在振蕩期間，PSS被閉鎖時機端電壓相對穩(wěn)定，表明AVR控制調節(jié)正常。而在PSS被激活時機端電壓趨向波動，表明振蕩與PSS輸出相關。

由圖6可以看出，在PSS最終閉鎖后(此時勵磁輸出僅由AVR控制作用)，勵磁電壓、機端電壓及有功功率開始穩(wěn)定，表明AVR控制調節(jié)正常。

由圖5、圖6的數(shù)據(jù)記錄顯示，振蕩開始階段呈發(fā)散趨勢，振蕩幅度增加，在出現(xiàn)PSS短時閉鎖時振蕩幅度減緩，在最終PSS閉鎖后，振蕩收斂并穩(wěn)定。

由此表明，PSS閉鎖后的AVR控制功能是正常的，振蕩過程中PSS是不穩(wěn)定因素。

2.3 造成PSS功能異常的原因

PSS的配置和參數(shù)整定是PSS設置的兩大關鍵問題[7]。發(fā)電機轉子轉動慣量M和轉子慣性時間常數(shù)TJ是研究發(fā)電機的關鍵參數(shù)[8]。本機組汽輪機脫開時，軸系由燃氣輪機+發(fā)電機+汽輪機變?yōu)槿細廨啓C+發(fā)電機，軸系的慣性時間常數(shù)降低，而PSS模型中的Ks2由T7/TJ計算。其中TJ即為機組軸系慣性時間常數(shù)，軸系為燃氣輪機+發(fā)電機+汽輪機時, 軸系慣性時間常數(shù)為11.4 s。T7定值為4 s，所以Ks2=0.35。因此值只能設一個，無法考慮轉動慣量改變工況。

在同步轉速附近，同步發(fā)電機的轉子運動方程用標幺值表示如下[9-10]：

(1)

式中：M為機組轉動慣量;w0為發(fā)電機額定轉速;Pm為機械轉矩;Pe為發(fā)電機轉矩;w為角速度；t為時間。

移項后得：

(2)

寫出偏差形式，拉普拉斯變換后，得：

(3)

式中：ΔPm為變動機械轉矩；ΔPe為發(fā)電機加速轉矩；Δw為變動角速度；s為變動時間。

因為Δw可能含有噪音，上式兩端函數(shù)乘以濾波函數(shù)G(s)，得：

(4)

則加速功率ΔPa為：

(5)

從上述等效的機械功率表達式中可以看出，若機組慣量發(fā)生較大變化而PSS參數(shù)中的Ks2未變或等效理論計算出的w不準確的話，則計算得到的機械功率也會不準確，得到的加速功率ΔPa并不是理論上的發(fā)電機加速功率偏差信號，進而可能導致PSS的力矩矢量不滿足標準要求，不能提供有效的正阻尼。通過仿真驗證單純改變轉動慣量PSS抑制低頻振蕩的作用減弱，但不會產生負阻尼。

勵磁調節(jié)器中與角速度w計算有關的q軸同步電抗,勵磁廠家按同類型機組普遍采用的取值為2.2，但該電抗不是我們通常所說的同步交軸電抗，有人稱為搖擺電抗，ABB公司給出了搖擺電抗Xw近似計算公式如式(6)所示：

(6)

代入數(shù)值后為：

(7)

求得：

Xw≈0.578 5

因此勵磁調節(jié)器中搖擺電抗如果按同步交軸電抗取值，會過大。

綜上分析，此次PSS功能異常的主要原因為：1)停機過程中軸系轉動慣量發(fā)生變化，此時PSS設定參數(shù)已不適用；2)勵磁調節(jié)器中搖擺電抗取值過大，導致機組動態(tài)過程中計算角速度不準確。兩種因素迭加使得PSS產生負阻尼，從而使機組發(fā)生功率振蕩。

2.4 國內同類型機組未發(fā)生同樣問題的原因

國內共有同類型機組十幾臺，主要分布在華東地區(qū)，經了解其它機組未發(fā)生同樣問題的原因有以下兩點：1)部分機組PSS功能未投入；2)大部分機組汽輪機脫扣功率在100 MW以下，此時PSS已經低于閉鎖門檻值。

3 改進措施

綜合以上分析，為了避免再次發(fā)生振蕩，通過仿真驗證和實際試驗驗證，決定最終采取的措施有：

1) 針對機組不同運行工況轉動慣量不同的情況，設置兩組不同的PSS參數(shù)，并能夠自動切換或手動切換；

2) 修改勵磁調節(jié)器內部搖擺電抗值；

3) 提高PSS的退出門檻值。

對于第1種措施，理論分析設置兩組不同的PSS參數(shù)雖然比較理想，但實際實施中較為繁瑣復雜。定值區(qū)自動切換條件和時間難選擇，存在切換錯誤的風險。正常機組停運過程中，汽輪機停運瞬間對應的負荷PSS本身也接近退出閉鎖門檻值。汽輪機事故停運，單燃氣輪機長期運行的概率又較低。所以此措施實際應用價值不大。

對于第2種措施，如果通過修改勵磁調節(jié)器內部搖擺電抗值，可以抑制振蕩，實現(xiàn)較為簡單。

對于第3種措施，提高PSS的退出門檻值可以避免正常停運時慣量改變造成的PSS異常，實現(xiàn)較為簡單。

4 改進后試驗及驗證結果

4.1 通過PSS優(yōu)化試驗做整改

1) 根據(jù)優(yōu)化試驗時PSS輸出信號及試驗前進行的搖擺電抗計算，修改勵磁裝置內部搖擺電抗值Xw，由2.2改為0.2。

2) 提高PSS投入門檻值，投入值改為199.2 MW，退出值改為174.3 MW。

3) 通過PSS控制信號幅值，修改搖擺電抗的參數(shù)，得到高功率值的PSS1參數(shù)和低功率值的PSS2參數(shù)，如表1所示。針對汽輪機脫開工況，設計PSS第二套定值作為搖擺電抗優(yōu)化后若第一套定值驗證效果欠佳時的后備參數(shù)。

表1 優(yōu)化后的兩套PSS參數(shù)表

4.2 優(yōu)化定值后的試驗驗證

1) 試驗時，在汽輪機脫開狀態(tài)下將原PSS參數(shù)(搖擺電抗電抗值2.2)投入，PSS輸出信號和勵磁電壓隨即發(fā)生同向波動并發(fā)散，導致機組功率產生振蕩。隨即退出PSS后勵磁電壓和PSS輸出信號的波動亦迅速收斂，測得功率波動的振蕩頻率約為1.740 9 Hz，與之前的技術分析一致，可見搖擺電抗值設置過大是造成低頻振蕩的主要原因。

2) 在汽輪機接合、脫開兩種工況不投入PSS情況下，±2.0%機端電壓階躍時有功振蕩次數(shù)均為5周以上。在投入低功率值的PSS參數(shù)后，對本機振蕩有抑制效果，振蕩次數(shù)減少至3周后收斂，阻尼比得到了提高，證明了預先的計算分析的正確性。在汽輪機接合、脫開兩種工況下的階躍響應試驗結果說明低功率PSS定值可以適應機組不同工況的要求。

3) 搖擺電抗優(yōu)化后PSS閉環(huán)試驗，在汽輪機接合、脫開兩種工況投入高功率值的PSS參數(shù)，±2.0%機端電壓階躍時有功振蕩次數(shù)減少至1周收斂，對本機振蕩抑制效果更為明顯，阻尼比數(shù)值比優(yōu)化前提高，證明了搖擺電抗優(yōu)化的正確性。投入低功率值的PSS參數(shù)的階躍響應試驗結果，也驗證了PSS提高了機組穩(wěn)定性，說明搖擺電抗優(yōu)化后的兩組PSS參數(shù)均可以適應機組不同工況的要求。

4) 分別投入兩組PSS參數(shù)，按正常流程進行汽輪機結合及脫開過程，兩組PSS參數(shù)均能正常作用，在升降負荷的過程中有功功率均未發(fā)生大幅波動。由此可見，高、低功率兩組PSS參數(shù)均能抑制振蕩并產生正阻尼。

4.3 最終運行方式選擇

汽輪機脫開狀態(tài)為機組啟動、停機過程中短暫維持的狀態(tài)，低功率值PSS參數(shù)適應機組運行工況較少。汽輪機接合狀態(tài)是機組的主要運行工況，高功率值PSS參數(shù)更為適應機組運行需求，使用單組高功率值的PSS參數(shù)可降低機組運行的操作風險，且低功率值PSS參數(shù)尚未經過進相試驗驗證。所以，最終本機組采用優(yōu)化搖擺電抗定值、采用高功率值PSS參數(shù)定值及提高PSS投入門檻值的措施整改。PSS參數(shù)優(yōu)化后，機組一直運行正常。

5 結論

對于單軸帶同步離合器的燃氣機組，因汽輪機停運后燃氣輪機仍會運行，機組軸系轉動慣量發(fā)生變化。若PSS定值和勵磁調節(jié)器內部搖擺電抗值選擇不當可能造成機組振蕩。通過修改搖擺電抗值的方法可以在保證PSS作用的前提下，有效避免這種情況。