李志軍

(廣州中電荔新電力實(shí)業(yè)有限公司，廣東 廣州511340)

近年來，國內(nèi)電網(wǎng)相繼發(fā)生大范圍的低頻振蕩，功率振蕩頻率較低，振蕩范圍廣，對電網(wǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行造成了巨大威脅。對于多次發(fā)生的低頻振蕩，電力專家學(xué)者則從不同方面進(jìn)行大量的研究，在發(fā)生機(jī)理、振蕩特性等方面取得了許多成果〔1－2〕。研究結(jié)果表明，相同幅值和頻率情況下，原動(dòng)機(jī)功率擾動(dòng)比復(fù)合擾動(dòng)所引起的電網(wǎng)功率振蕩幅值更大，接近其理論放大備注。原動(dòng)機(jī)功率擾動(dòng)引起電網(wǎng)強(qiáng)迫功率振蕩的可能性更大〔3〕。如南方電網(wǎng)在2005年和2008年先后發(fā)生的功率振蕩均因汽輪機(jī)及其調(diào)速系統(tǒng)引發(fā)的電力系統(tǒng)強(qiáng)迫振蕩〔2〕，由于機(jī)組調(diào)速系統(tǒng)的不穩(wěn)定使其在系統(tǒng)有擾動(dòng)是極易介入，與系統(tǒng)的固有低頻振蕩共振〔4〕，對電網(wǎng)造成難以預(yù)計(jì)的后果。本文從一起機(jī)組功率振蕩的現(xiàn)象入手，分析其產(chǎn)生振蕩的原因及處理經(jīng)過。

1 功率振蕩過程

某2×300 MW 級熱電聯(lián)產(chǎn)燃煤機(jī)組，通過220 kV 出線接入系統(tǒng)。2013年5月初1 號機(jī)組停機(jī)消缺，更換了機(jī)組4 個(gè)高壓主汽調(diào)節(jié)門后重新并網(wǎng)運(yùn)行。機(jī)組并網(wǎng)后運(yùn)行方式為:1，2 號機(jī)組分別帶220 MW，230 MW 負(fù)荷運(yùn)行，其中，2 號機(jī)組帶中壓供汽66 t/h，低壓供汽128 t/h。根據(jù)工作安排，該電廠1 號機(jī)組進(jìn)行單順閥切換操作，切換操作過程中，發(fā)生了功率振蕩事件，事件過程如下:

13 時(shí)56 分56 秒“投入‘功率回路’”，投入1 號機(jī)功率回路;

13 時(shí)57 分42 秒“點(diǎn)擊‘順序閥’按鈕，進(jìn)入閥切換過程”，將1 號機(jī)控制方式由單閥控制切換至順序閥控制;

13 時(shí)57 分56 秒至59 分15 秒，1 號機(jī)主汽調(diào)節(jié)門和負(fù)荷出現(xiàn)擺動(dòng)，4 個(gè)主汽調(diào)節(jié)門閥位在25%～100%范圍內(nèi)擺動(dòng)(原閥位為35.41%);有功負(fù)荷在186～279 MW 范圍內(nèi)擺動(dòng)(原負(fù)荷為220 MW)。無功負(fù)荷在24～195 MW 范圍波動(dòng)，發(fā)電機(jī)電流在7 497～8 418 A 擺動(dòng)。

13 時(shí)58 分15 秒，操作人員將1 號機(jī)重新切回單閥運(yùn)行方式，振蕩現(xiàn)象逐步消失。

試驗(yàn)過程振蕩功率變化曲線如圖1 所示。

圖1 試驗(yàn)中振蕩過程功率變化情況

2 功率振蕩原因分析

調(diào)取機(jī)組DEH 及DCS 各項(xiàng)數(shù)據(jù)查閱，將整個(gè)過程分為4 個(gè)階段進(jìn)行分析。

第1 階段:開始—13 時(shí)57 分08 秒，1 號機(jī)組處于CCS 協(xié)調(diào)控制下，正常帶220 MW 負(fù)荷運(yùn)行，一次調(diào)頻正常投入，單閥方式運(yùn)行，各項(xiàng)參數(shù)穩(wěn)定;

第2 階段:13 時(shí)57 分08 秒—13 時(shí)57 分47秒，1 號機(jī)組退出CCS 協(xié)調(diào)控制，投入功率回路，機(jī)組功率及調(diào)門小幅振蕩，峰峰值為2.2 MW，周期4.7 s，頻率0.213 Hz;

第3 階段:13 時(shí)57 分47 秒—13 時(shí)59 分15秒，從單閥切換順序閥開始，機(jī)組功率振蕩加劇并在2 個(gè)振蕩周期后即進(jìn)入較大幅度的等幅振蕩階段，峰峰值在66 MW，周期5.86 s，頻率0.171 Hz，振蕩持續(xù)時(shí)間77 s;

第4 階段:13 時(shí)59 分15 秒—14 時(shí)00 分00 秒，機(jī)組退出功率回路，功率振蕩現(xiàn)象消失，機(jī)組負(fù)荷跌至110.7 MW，之后運(yùn)行人員恢復(fù)至220 MW 運(yùn)行。

在第2 階段，當(dāng)機(jī)組退出CCS 協(xié)調(diào)控制，投入功率控制回路后，DEH 功率控制形成閉環(huán)PID控制，其中比例系數(shù)kp 為1.0，積分時(shí)間Ti 為5 s。在更換機(jī)組高壓主汽調(diào)節(jié)門后，由于DEH 邏輯中設(shè)置的高壓調(diào)門流量—開度特性曲線與實(shí)際調(diào)門的特性曲線存在差異，造成回路調(diào)節(jié)特性較差的情況。由于DEH 功率回路調(diào)節(jié)特性較差，在閉環(huán)控制情況下，若PID 參數(shù)選取不當(dāng)，增益過大，將會導(dǎo)致系統(tǒng)調(diào)節(jié)不穩(wěn)定，如圖2。

圖2 投入功率回路后機(jī)組功率響應(yīng)

在功率回路閉環(huán)控制下，機(jī)組功率對一次調(diào)頻等擾動(dòng)的響應(yīng)由隨機(jī)形態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)轭l率為0.213 Hz的等幅振蕩。

在第3 階段，單閥開始切換順序閥，GV1，GV2 逐漸開啟，GV3 開度變化不大，GV4 逐漸關(guān)閉。此時(shí)調(diào)門切換動(dòng)態(tài)過程中負(fù)荷的變化比正常運(yùn)行偏大、在系統(tǒng)已處于振蕩的情況下加大負(fù)荷的擾動(dòng)使得調(diào)門開度迅速振蕩進(jìn)入嚴(yán)重非線性區(qū)，調(diào)門系統(tǒng)的響應(yīng)特性嚴(yán)重惡化，導(dǎo)致調(diào)門進(jìn)入振蕩發(fā)散，調(diào)門振蕩幅度從25%～100%，機(jī)組功率也相應(yīng)振蕩，如圖3。由于調(diào)門系統(tǒng)的物理結(jié)構(gòu)處于單閥與順序閥之間，再加上調(diào)門的開度在非線性區(qū)運(yùn)行導(dǎo)致調(diào)門振蕩頻率從原來0.213 Hz 畸變?yōu)?.171 Hz。

圖3 單閥切換順序閥時(shí)機(jī)組功率振蕩發(fā)散

在第4 階段，DEH 控制退出功率回路，調(diào)門控制從閉環(huán)控制轉(zhuǎn)為開環(huán)控制，由于不存在反饋控制，機(jī)組調(diào)門的振蕩立刻消失，功率振蕩也同時(shí)消失，如圖4。

圖4 DEH 退出功率回路，機(jī)組功率振蕩消失

通過對1 號機(jī)組檢修歷史記錄和單閥切換順序閥試驗(yàn)全過程的分析可以認(rèn)為:試驗(yàn)前退出CCS協(xié)調(diào)控制并投入DEH 功率回路后，由于DEH 功率回路PID 參數(shù)增益過大，加上DEH 邏輯中設(shè)置的高壓調(diào)門設(shè)計(jì)流量—開度曲線與實(shí)際調(diào)門流量—開度曲線有較大偏差2 個(gè)方面因素共同作用導(dǎo)致調(diào)門控制系統(tǒng)閉環(huán)控制穩(wěn)定性較差，在擾動(dòng)作用下容易產(chǎn)生等幅振蕩，并在單閥切換順序閥過程中振蕩發(fā)散。

3 優(yōu)化與改進(jìn)

3.1 優(yōu)化PID 控制參數(shù)及仿真試驗(yàn)

根據(jù)漸進(jìn)式的方針，應(yīng)用以下4 組不同PID 參數(shù)進(jìn)行了仿真，并對結(jié)果進(jìn)行比較，設(shè)置不同參數(shù)振蕩效果如圖5 所示。其中圖a)中，KP=0.5，TI=10。有20 MW 的振蕩。圖b)中，KP=0.1，TI=15。已消除振蕩，曲線更加平滑。

圖5 不同參數(shù)下振蕩效果圖

根據(jù)仿真結(jié)果，PID 參數(shù)選取KP=0.1，TI=15 可以消除功率振蕩，負(fù)荷波動(dòng)小，運(yùn)行更加平穩(wěn)。

3.2 高壓主汽調(diào)門流量特性試驗(yàn)及優(yōu)化

針對1 號機(jī)組DEH 調(diào)門流量特性與實(shí)際相差較大，重新進(jìn)行了DEH 調(diào)門流量特性試驗(yàn)，并修正DEH 邏輯內(nèi)調(diào)門流量特性修正函數(shù)，使調(diào)門流量特性修正函數(shù)與實(shí)際相符。

3.2.1 單閥方式下閥門流量特性

根據(jù)原參數(shù)和試驗(yàn)后參數(shù)，計(jì)算流量需求及實(shí)際流量的關(guān)系，繪制曲線圖，得到單閥方式下閥門流量特性曲線，如圖6。

圖6 單閥方式下流量要求指令與實(shí)際流量的關(guān)系曲線圖

3.2.2 順序閥方式下閥門流量特性

根據(jù)原參數(shù)和試驗(yàn)后參數(shù)，計(jì)算流量需求及實(shí)際流量的關(guān)系，繪制GV12，GV3，GV44 個(gè)閥門的曲線圖，得到順序閥方式下閥門流量特性曲線，如圖7。

3.2.3 控制回路參數(shù)優(yōu)化及邏輯修改

根據(jù)仿真結(jié)果和高壓調(diào)門流量特性結(jié)果，對控制回路參數(shù)及邏輯做以下優(yōu)化及修改:

1)DEH 功率控制回路PID 參數(shù)比例系數(shù)由1.0 修改為0.1，積分時(shí)間由10 s 修改為15 s;

2)DEH 邏輯中閥門流量函數(shù)按照試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果修改。

圖7 順序閥方式下流量需求與實(shí)際流量的關(guān)系曲線

4 驗(yàn)證試驗(yàn)

在對控制回路參數(shù)優(yōu)化及邏輯修改后進(jìn)行驗(yàn)證試驗(yàn)，試驗(yàn)分2 個(gè)部分進(jìn)行。

4.1 功率回路開環(huán)狀態(tài)順序閥切換單閥試驗(yàn)

試驗(yàn)前機(jī)組負(fù)荷210 MW，在不投入功率回路的情況下將順序閥切換至單閥，負(fù)荷最低到187 MW，最高223.4 MW，穩(wěn)定在212 MW，負(fù)荷波動(dòng)范圍－23～+13.4 MW。

4.2 功率回路閉環(huán)狀態(tài)單閥與順序閥互切試驗(yàn)

試驗(yàn)前機(jī)組負(fù)荷212.3 MW，投入DEH 功率控制回路，試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表1。

表1 功率回路閉環(huán)狀態(tài)單閥與順序閥互切試驗(yàn)MW

從試驗(yàn)曲線和數(shù)據(jù)看，經(jīng)過DEH 功率控制回路參數(shù)優(yōu)化和閥門流量特性曲線修改后的DEH 功率控制回路閉環(huán)下的單閥切換順序閥和順序閥切換單閥試驗(yàn)已消除了功率振蕩現(xiàn)象，而且高壓調(diào)門動(dòng)作曲線平滑，負(fù)荷波動(dòng)很小。試驗(yàn)結(jié)果也同時(shí)驗(yàn)證了1 號機(jī)組功率振蕩的原因分析及采取措施的正確性。

5 結(jié)論

通過對1 號機(jī)組功率振蕩調(diào)查，對功率振蕩的原因進(jìn)行深入的分析及仿真，確認(rèn)功率振蕩的原因是:DEH 功率回路PID 參數(shù)增益過大，加上DEH邏輯中設(shè)置的高壓調(diào)門設(shè)計(jì)流量—開度曲線與實(shí)際調(diào)門流量—開度曲線有較大偏差兩方面因素共同作用導(dǎo)致調(diào)門控制系統(tǒng)閉環(huán)控制穩(wěn)定性較差，在擾動(dòng)作用下容易產(chǎn)生等幅振蕩，并在單閥切換順序閥過程中振蕩發(fā)散。經(jīng)過DEH 功率控制回路參數(shù)優(yōu)化和閥門流量特性曲線修改后已消除汽輪機(jī)單/順序閥切換過程中的功率振蕩現(xiàn)象。

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