燃氣輪機—蒸汽機聯合循環發電機組調差系數優化整定分析與處理

摘?要：目前，隨著我國電力企業對節能環保越來越重視，以及電網對電廠調峰能力更高的要求，燃氣輪機—蒸汽機聯合循環電廠在廣東電網中的比例不斷增加，通過對燃機發電機和汽機發電機勵磁系統調差系數進行優化整定，重點研究同套機組間無功分配、機組阻尼，并分析對電力系統穩定器（PSS）的影響，為燃氣輪機發電機組的調差系數優化整定工作具有重要的意義。

關鍵詞：勵磁系統;調差系數;動態穩定;優化整定

中圖分類號：TM712

隨著我國經濟的持續發展，國內的電力需求持續增加，電力需求量已處于世界首位。目前，國內電網內的發電廠種類較多，其中火力發電以燃煤為主，而燃煤發電存在許多缺點，如熱效率低、高污染以及調峰能力不足等。燃氣發電機組是市場新環境和世界環保需求推出的新主力發電機組，其中燃氣輪機—蒸汽機聯合循環發電機組具有建設周期短、效率高、污染小等優點在熱電聯產和冷點聯產工程中積極作用[1]，隨著電網對火力發電企業環保減排及調峰能力的越來越重視，燃氣輪機發電機組在我國火力發電力所占比例不斷增長。

燃氣輪機—蒸汽機聯合循環發電機組包括燃氣輪機、余熱鍋爐、蒸汽輪機、發電機以及輔機[2]，因此一套燃氣輪機—蒸汽機聯合循環發電機組為一臺燃氣發電機及一臺汽輪發電機，兩者通過各自的主變壓器升壓后并接在變電站，主接線如圖1所示。

燃機發電單元與汽機發電單元的容量及主變短路電抗存在較大差異，因此需要對兩臺機組發電機調差系數進行調整優化。調差系數是勵磁系統中描述同步發電機無功電壓外特性的參數，其值大其值大小不但對發電機電壓和無功功率具有重要影響，也間接影響到電網電壓水平[3-5]。因此，對燃氣輪機—蒸汽機組調差系數優化計算對電網系統穩定有重要作用。

1 勵磁系統調差系數

同步發電機勵磁系統調差系數的定義如下：發電機在功率因數為0的工況下，發電機無功功率QG從0變化到額定值，發電機機端電壓UG隨之變化的變化率，調差系數實際是發電機電壓調節特性曲線的直線斜率，公式如下所示：

國內外對其中調差系數的極性有不同的規定，國內規定向下傾斜的曲線為正調差;反之，向上傾斜的曲線為負調差，斜率水平平行于QG軸的為零調差，特性曲線如下圖2所示。國內與國外勵磁廠家定義調差極性的方向相反，而功能意義相同，故在整定優化調差系數時需要特別注意。

目前，廣東電網內大型火力發電機組主要的接線方式為發電機—變壓器單元接線，燃氣輪機—蒸汽發電機組在并列點的總調差系數合理與否將影響到電網的安全經濟運行，若調差系數設置過大將增大電網運行電壓的調整幅度導致波動加大，降低電網電壓質量，影響電網的安全運行;若調差系數設置過小將導致電網系統電壓的發生較小波動時，發電機勵磁系統率過度響應，輸出過多的無功功率，干擾同一母線上并聯運行的其他機組的無功分配關系，增加機組的安全運行風險。

隨著系統電網規模的擴大，短路電流的成為新機組設計的關鍵要素，新投運機組的主變壓器的短路電抗達到15%以上，減弱機組與電網的聯系，使機組對電網電壓波動響應的靈敏度變小。因此，對燃氣輪機—蒸汽發電機組的調差系數進行優化整定，抵消發電單元主變壓器的部分短路電抗，降低發電單元的總調差系數，提高機組對系統電壓的波動靈敏度，保持并列運行的機組的總調差系數一致且均為正調差，使不同容量的機組之間無功正確分配，確保機組、電網的穩定運行。

2 調差系數對機組阻尼的影響

若調差直接疊加到勵磁系統主控制環，勢必會對機組的阻尼比及其動態穩定性產生影響[6-9]。目前，在國內外研究文獻中調差系統的極性正負對機組阻尼的影響尚未有定論，機組阻尼的增加還是減弱在調差極性的正負上存在眾多不確定因素。

結合系統電網內典型機組的運行狀況，分析在退出PSS后勵磁系統調差系數對機組的阻尼影響，結果如表1所示。對表1分析可得，電網內單個發電單元，在確保折算主變短路電抗后總調差值不小于5%的前提下，當調差系數以±0.1的幅值增減時，機組的本機振蕩阻尼比的影響極小，相對于機組PSS投入后所增加的阻尼比可以近似忽略。因此，在整定機組勵磁系統的調差系數時，可以直接整定絕對值小于10%變化幅值的調差系數，對機組及電網的風險可控，若需要整定調差系數變化的絕對值大于10%，需要對機組仿真分析及現場試驗驗證。

在廣東電網新投運的燃氣機—蒸汽輪機組中進行正負調差系數試驗，驗證仿真計算的有效性，試驗結果與仿真計算結論一致。

按照國標DL/T843-2010《大型汽輪發電機勵磁系統技術條件》對調差系數整定要求如下：當發電機無功電流由零增加到額定無功電流時，發電機電壓變化不大于5%額定電壓，并列點調差率應為5%～10%。綜上可以簡化為：①功率因數為0.85的發電機組，調差系數需不小于-95%;②功率因數為0.90的發電機組，調差系數需不小于-11.5%;③保證并聯相同母線下的機組調差系數相近，且并列調差率在5%～10%。

3 算例分析

本文以廣東電網內新建燃氣輪機—蒸汽發電機組為例進行分析，機組的設備參數如表2所示：

其中燃氣機組（GT）采用東方電氣公司成套提供，型號為ABB UNITROL6800微機勵磁調節器，設備默認調差率為5%;汽輪機組（ST）采用廣州擎天公司成套提供，型號為EXC9100微機勵磁調節器，設備默認調差率為-3%。

通過公式DT=Uk+DUGNITNUTNIGN[10]得到燃機發電機（GT）當前并列電壓調差率為14%，汽機發電機（ST）并列電壓調壓率為12%，可見同兩臺機組在一母線上并列點的調差率不同，燃氣機組在并網運行后將發生無功交換現象。

根據DL/T843-2010《大型汽輪發電機勵磁系統技術條件》中對并列點調差系數的要求，對兩臺機組進行調差系數優化整定計算：

燃機發電機組調差系數?DTGT=19.62%+DGT×1.035%

燃機發電機勵磁調差系數?DGT=-10%～-14%

汽機發電機組調差系數?DTST=15.77%+DST×1.062%

汽機發電機勵磁調差系數?DST=-6%～-10%

為保證在同一母線機組并網點調差系數相同且無功分配穩定，綜合考慮下對機組調差系數取較小值。燃氣發電機的調差系數取-10%，汽機發電機調差系數取-6%，由于兩臺機組對調差系數的定義不同，極性相反，故最終燃機發電機勵磁系統中調差系數設置為10%，汽機發電機勵磁調節器調差系數設置為-6%。

4 試驗驗證

對新建機組并網調試期間進行調差系數優化驗證試驗，試驗內容包括燃機、汽機的階躍響應試驗和動態增磁試驗，以此驗證兩臺機組在擾動后的無功分配穩定情況。

（1）階躍響應試驗。試驗前燃機發電機（GT）工況為：P=295.72MW、Q=76.29Mvar、Ug=16.43kV，汽機發電機（ST）工況為：P=151.29MW、Q=32.95Mvar、Ug=15.92kV。在燃機勵磁調節器中設定+2%額定電壓的階躍量，進行機端電壓-2.0%階躍時，燃機發電機組有功功率波動的峰值達到了38.79MW，約為額定有功的11.52%，振蕩3周后收斂，振蕩頻率為1.0～1.1Hz之間，擾動收斂后勵磁系統調節平穩無搶無功現象。階躍試驗結束后燃機無d功功率下降至Q=3.38Mvar，汽機無功功率上升至Q=6222Mvar。220kV母線電壓由232.36kV變化為231.12kV，試驗數據見表3，波形圖如圖3所示。

（2）動態增磁試驗。試驗前燃機發電機（GT）工況為：P=293.55MW、Q=76.21Mvar、Ug=16.40kV，汽機發電機（ST）工況為：P=152.31MW、Q=32.96Mvar、Ug=15.94kV。在汽機發電機勵磁調節器在自動方式下增磁，將機端電壓給定值Uref由101.1%上升至102.1%，燃機、汽機在試驗中無功功率調節平穩、連續，勵磁電壓無明顯晃動和異常信號，機組電壓保持正常。試驗后，汽機無功功率Q=53.37Mvar，燃機無功功率Q=60.33Mvar，220kV母線電壓由232.30kV變化為232.39kV，試驗數據見表4。

從上述圖3、表3、表4可以看出燃氣—蒸汽機聯合循環發電機組調差系數優化整定后，提高了兩臺發電機的無功電壓調節潛力，燃氣機組（GT）進行2%下階躍擾動后，無功功率正常波動，機組阻尼正常，燃機、汽機間的無功功率分配均衡，搶無功現象沒有出現，參數優化后減少了系統電壓的波動幅度，改善機組與電網之間的電壓水平。由此可以說明優化后燃氣—蒸汽機組勵磁系統的無功功率調整方向及無功功率分配均衡，機組運行穩定，證明了本文優化整定的正確性。

結論

本文分析了燃氣—蒸汽機發電機組調差系數優化整定對系統電網的影響。結合廣東電網內新建燃氣—蒸汽機組的實際情況，其中同一母線并網點的主變壓器短路電抗相差較大（個別燃機組的主變壓器短路電抗為20%），將同一套機組勵磁系統的調差系數從0改為負值，以此補償升壓變壓器的電壓降，調整后總體風險可控，考慮到燃氣—蒸汽機組無功功率分配的穩定情況，并列點的總調差系數應整定一致，從而避免機組之間無功功率分配不均的問題。

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[10]DL/T843—2010.《大型汽輪發電機勵磁系統技術條件》[S].北京：中國電力出版社，2011，4.

作者簡介：馬明銳（1986—?），男，工程碩士，中級工程師，研究方向：電力電子及發電機勵磁。