考虑电网稳定限制的机组进相能力分析

刘翔宇，何玉灵，周 文，刘清泉，常永亮，孟凡超

(1.国网河北省电力公司电力科学研究院，河北 石家庄 050021；2.华北电力大学 设备故障诊断与检测技术研究所，河北 保定 071003)

考虑电网稳定限制的机组进相能力分析

刘翔宇1，何玉灵2，周 文1，刘清泉1，常永亮1，孟凡超1

(1.国网河北省电力公司电力科学研究院，河北 石家庄 050021；2.华北电力大学 设备故障诊断与检测技术研究所，河北 保定 071003)

对电网静态稳定和暂态稳定限制下的机组进相运行能力进行了分析。首先在分析静态稳定限制机组进相运行机理的基础上估算了静态稳定对机组进相能力的限制。然后考虑不同运行方式，计算了机组在暂态稳定限制下的进相运行能力。最后通过对比现场进相试验得到的发电机进相运行能力，得到了静态稳定不是限制发电机进相能力主要因素，暂态稳定限制与运行方式紧密相关，进行进相运行物理试验前应考虑暂态稳定限制进行进相运行仿真的结论，并给出了对发电机进相运行能力研究的改进方案。论文成果对于发电机进相运行能力的研究和进相试验方案的改进有参考意义。

静态稳定；暂态稳定；稳定限制；进相能力

0 引 言

随着大容量远距离输送电力的现代化电网的建设和发展，电力系统低谷运行时电压偏高的问题日益突出，严重影响着设备和电网安全[1]，利用发电机进相运行能力进行电压调整的方式因具有易于实现、调节平滑和无需额外投资的优势而得到了广泛应用[2-4]。随着特高压输电工程的投运，电力输送线路的充电无功功率将日益增大，在负荷低谷时，线路充电功率将使系统的电压上升以至接近或超过系统运行电压的上限。华北电网执行逆调压方式，对电压的调整能力要求更为严格，核定省网调度发电机的进相运行能力，为调度机构提供可供电压调整参考的量化依据是重要且迫切的任务。

现阶段关于机组进相运行能力的研究已较多，文献[5-12]具有一定代表性：文献[5]研究了基于动模试验分析大型发电机深度进相特性的方法，得到了影响试验精度的因素；文献[6]分析了限制进相运行能力的多个原因，得到端部热过问题不再限制大型汽轮发电机进相运行的结论；文献[7]建立发电机联接电网的简化模型，推导并提出了快速估算发电机进相运行能力的方法；文献[8]对比了PSCAD软件仿真和现场进相试验结果，得到仿真试验与现场试验结果误差很小的结论；文献[9]提出了一种基于相关向量机的发电机进相能力模型，继而分析有功功率和无功功率一定情况下发电机进相的调压效果和进相运行的功角；文献[10-12]以实际发电机作为研究对象，总结了进相运行的相关经验。但以上研究均未联系实际电网考虑机组的进相能力，得到研究成果为方向性或结论性内容，在量化指导调度进行电压调整方面依据不足。

本文将研究电网稳定对发电机进相运行的限制，计算考虑静态稳定、暂态稳定限制的机组进相能力，并通过与现场试验得到的机组进相能力进行对比，为机组进相试验和调度方案制定提供建议。

1 分析对象描述

沧州区域电网中，某2×350 MW火力发电厂通过220 kV变电站A接入电网，其结构如图1所示。ABCDEF分别为220 kV变电站，沧西站为500 kV变电站。两隐极发电机组参数相同，均采用单元接线方式。

图1 某火电厂联网区域图Fig.1 Grid connection chart of a thermal power plant

在影响机组进相运行能力的6个影响因素[4]中，发电机机端和厂用母线电压降低、定子过流、定子端部过热、边端铁心片绝缘安全受制于发电厂设备的物理结构；静态稳定限制和暂态稳定限制则受到电网运行状态的影响。按照文献[13-14]要求，考虑发电厂设备限制对机组进行进相试验得到其在不同有功功率下的进相运行能力如表1所示，本文将考虑静态稳定限制和暂态稳定限制，研究机组的进相运行能力。

表1 现场试验进相能力

2 静态稳定限制分析

2.1 静态稳定限制机理

不考虑励磁调节的隐极发电机的电磁功率为

(1)

式中：δ为发电机内电势Eq和系统电压U的夹角；Xd为直轴电抗，对应向量图如图2所示。稳态运行时发电机输出的电磁功率Pe与原动机输入功率Pm相等。功率特性如图3所示，正常运行时发电机运行于Pe(1)曲线上的a点，发电机进相运行时Eq因机组吸收无功功率而减小，此时机组运行于Pe(2)曲线上的b点，机组的静态稳定裕度由ge变为ce。当机组进相深度继续增加，使Pe(3)曲线上的最高点d仍然小于或等于机组原动机出力Pm时，机组进相深度受到静态稳定的限制。

图2 隐极发电机向量图Fig.2 Vector diagram of non-salient pole generator

图3 不考虑励磁调节作用的功率特性Fig.3 Power characteristics regardless of exciting adjustment

2.2 静态稳定限制估算

采用实际电网离线数据，以1 000 MW为基准容量(SB)，应用PSD-SCCP短路电流程序计算得到发电厂高压母线处系统等值阻抗Xs为0.029 0+j0.161 4，升压变压器漏抗XT为0.428 6，发电机直轴暂态电抗X′d为0.684 1。略去电阻的简化等效系统如图4所示。

图4 简化等效系统图Fig.4 Simplified equivalent system diagram

考虑一台发电机额定功率(Pe=0.35SB)进相运行且静态稳定不受限，则需要

(2)

即

(3)

代入已知数据，得到进相运行后Eq需大于0.445 9 p.u.。实际进相运行中不可能将Eq降至0.445 9 p.u.，根据技术标准[14]应将发电机欠励电压限制在5%以内，可知发电机满足静态稳定要求，且具有充足裕度。

3 暂态稳定限制分析

考虑电网稳定的要求，需满足运行中出现暂态故障线路N-1时系统保持稳定。采用华北电网离线数据，应用PSD-BPA软件对该电厂发电机进相运行时发生暂态故障进行仿真。经计算，在各种暂态故障中，发电厂出线电厂侧发生三相短路的故障形式对暂态稳定影响最为严重。

3.1 单机组并网方式进相分析

该电厂只有一台发电机并网且其进相运行时，考虑暂态稳定限制，机组在不同有功功率下的进相运行能力如表2所示。若机组超过进相能力增加进相深度，则在发电厂出线处发生三相短路时机组将失去同步稳定。

表2 单机组运行进相能力

以发电机额定功率进相运行吸收45 MVar无功为例，进相运行前后的电气参数变化如图5所示。由图中可见，发电厂高压母线电压由230 kV降至进相运行后的219.5 kV，发电厂无功出力由122 MVar变为-45 MVar，发电厂有功出力在进相过程中出现小幅波动，进相运行后有功功率稳定在额定值，发生三相短路故障后电压、功角均可保持稳定。

图5 单机并网进相运行时电气参数变化Fig.5 Electrical parameters variation on condition of single generator’s leading-phase operation

3.2 双机组并网单机组进相方式分析

该电厂两台发电机并网运行，且一台以额定功率迟相运行另一台进相运行时，考虑暂态稳定限制，机组在不同有功功率下的进相运行能力如表3所示。若机组超过进相能力增加进相深度，则在发电厂出线处发生三相短路时机组将失去同步稳定。

表3 双机并网单机进相时进相能力

Tab.3 Leading-phase operation capability when only one of the two running generators is under leading-phase operation

参数对应数值迟相机组有功/MW350350350迟相机组无功出力/MVar140138139进相机组有功/MW350262175机组进相能力/MVar-47-141-180

以两台发电机额定功率运行、一台进相运行吸收47 MVar无功为例，对应的母线电压及发电机出力响应如图6所示。由图可见，发电厂高压母线电压由232.5 kV降至进相运行后的226.6 kV，发电厂无功出力则由85 MVar变为-47 MVar和140 MVar，故障后电压恢复至正常水平，两发电机有功出力经振荡后恢复至额定功率，系统可保持稳定。

图6 双机并网单机进相时电气参数变化Fig.6 Electrical parameters variation during one of the two running generators is under leading-phase operation

3.3 双机组并网双机进相方式分析

该电厂两台发电机并网运行，且两台发电机同步进相运行时，考虑暂态稳定限制，机组在不同有功功率下的进相运行能力如表4所示。若机组超过进相能力增加进相深度，则在发电厂出线处发生三相短路时机组将失去同步稳定。

表4 双机并网双机进相时进相能力

Tab.4 Capability of leading-phase operation on condition of two generators’ leading-phase operation

参数对应数值机组有功/MW350262175机组进相能力/MVar7-88-146

以两台发电机额定功率运行、且均发出7 MVar无功为例，对应的高压母线电压及机组无功出力响应情况如图7所示。由图可见，发电厂高压母线电压由232.3 kV降至最低无功出力运行后的222.0 kV，发电厂无功出力则由85 MVar变为7 MVar，故障后电压恢复至正常水平，发电机有功出力经振荡后恢复至额定功率，系统可保持稳定。

图7 双机并网双机进相时电气参数变化Fig.7 Electrical parameters variation on condition of two generators’ synchronization leading-phase operation

4 不同限制的进相能力对比及建议

4.1 进相能力对比

由以上分析可知，该发电厂的进相能力不受静态稳定限制且静态稳定裕度充足，进相能力因受暂态稳定限制而不能继续增加进相深度。如图8所示，考虑满足电网暂态故障N-1安全需求时，不同的运行方式下发电机的进相运行能力不同。双机组共同进相运行时，机组受暂态稳定限制的进相能力最低；而双机组运行单机组进相时，进相运行机组受暂态稳定限制的进相能力最高。最高方式在机组三种有功出力运行状态下吸收的无功之和比最低方式高约62%，说明与进相运行机组并列运行的迟相运行机组增发无功，利于系统保持暂态稳定。由此可见机组进相能力需联系实际的运行方式进行讨论。

图8 暂态限制进相能力与现场试验进相能力对比Fig.8 Leading-phase operation capability and comparison among different running conditions under transient restriction

4.2 调整建议

在多数情况下，发电机进相能力均首先考虑受发电厂设备限制而不能继续增加进相深度。但在某些运行方式下，考虑电网暂态稳定限制的进相能力却有可能低于考虑发电厂设备限制的进相能力。因此特定运行方式下进行发电厂进相试验或进相运行时，存在暂态故障后发电机失去同步稳定的风险，将这种情况下进相试验得到的发电机进相能力用于直接指导调度运行存在不足。

针对这一问题，本文提出改进发电机进相能力的技术方案如图9所示，其中实线框表示现有技术流程，虚线框表示本文建议增加的技术流程。建议在进行发电厂现场试验前，采用实际电网的离线数据，考虑运行中可能出现的风险运行方式，通过仿真分析获得考虑电网安全稳定需求的进相运行能力，应用所得结论指导进相试验的开展，以规避进相试验中因进相过深导致超过电网安全限制边界而可能出现的电网稳定风险。

此外，虽然静态稳定不是限制进相运行的主要因素，但在具备条件时仍建议进行计算分析。根据工程经验，发电厂低压母线电压低于限值(0.95UN)是最为常见的限制因素，因此建议进相试验前，预先进行仿真分析。这样，在应用试验前的分析指导进相试验开展的基础上，综合考虑发电厂物理限制因素和电网安全稳定限制因素来制定合理的建议指导调度的电压调整将更加科学、合理。

对于未考虑电网安全限制因素，已完成进相试验得到的进相运行结论，在应用其指导调度电压调整前，可考虑结合电网、电厂可能出现的风险运行方式进行仿真校核，进一步提高指导的准确性和合理性。

图9 发电机进相能力研究路线调整建议示意图Fig.9 Improvement suggestion on study flow of generator leading-phase operation capability

5 结 论

本文对实际电网中的发电厂进行了考虑静态稳定和暂态稳定限制的进相能力分析，并与现场试验得到的进相能力进行了对比，结论如下：

(1)实际系统中静态稳定限制一般不会成为限制发电机进相运行能力的主要因素，暂态稳定对发电机进相运行能力的限制因运行方式的不同而存在差异。

(2)在按照现行技术标准进行发电厂进相运行试验时，为避免试验中突发的暂态故障导致发电机失去同步稳定发生跳机故障，应在试验前进行进相运行的暂态仿真计算。

(3)应考虑电厂进相试验和电网安全稳定限制两个因素，来综合考虑发电机的进相运行能力。将进相能力用于指导调度运行时，应结合运行方式进行安全校核。

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Analysis on Unit Capability of Leading-phase Operation Considering Stability Restriction of Power Grid

LIU Xiangyu1, HE Yuling2, ZHOU Wen1, LIU Qingquan1,CHANG Yongliang1, MENG Fanchao1

(1. State Grid Hebei Electric Power Research Institute, Shijiazhuang 050021, China;2. Institute of Equipment Fault Diagnosis and Testing Technology, North China Electric Power University, Baoding 071003, China)

This paper analyzes the leading-phase operation capability of the generator unit under the static stability restriction and the transient stability restriction, respectively. The impact of the static stability restriction on the leading-phase operation capability is firstly estimated based on the analysis of the restriction mechanism. Then, taking different running conditions into account, the leading-phase operation capability of the unit under the transient stability restriction is calculated. Finally, the leading-phase operation capabilities for different running conditions are compared with each other and the result shows that, the static stability is not the primary factor to restrict the leading-phase operation capability, while the transient stability restriction and the running conditions are closely related. Therefore, the simulation on the leading-phase operation capability under the transient stability restriction before the practical experiment is of significance. This paper proposes improvement suggestions for the studies on leading-phase operation capability. The achievements obtained in this paper are of great reference value to the research on the leading-phase operation capability and the improvement of the practical leading-phase experiment.

static stability; transient stability; stability restriction; leading-phase operation capability

10.3969/j.ISSN.1007-2691.2017.01.08

2016-04-27.

国家自然科学基金资助项目(51307058)；河北省自然科学基金项目(E2014502052、E2015502013)；中央高校基本科研业务费专项资金项目(2015ZD27).

TM31； TM743

A

1007-2691(2017)01-0052-06

刘翔宇(1987-)，男，工程师，研究方向为电力系统动态仿真、分析与控制；何玉灵(1984-)，男，副教授，研究方向为状态监测与故障诊断、系统动特性分析与改进、信号分析与处理。