電廠主變分接頭優化配置研究分析

程思萌，劉 柳，陶 翔，陳 波，汪碩承

（國網江西省電力有限公司電力科學研究院，江西 南昌 330096）

0 引言

近年來，為滿足清潔能源大規模送出、負荷中心電力可靠供應等方面的需求，國家電網正大力發展特高壓直流輸電技術[1-3]，但是直流接入的同時也會帶來電壓穩定水平惡化的問題[4-5]。

目前提升系統電壓穩定性的控制措施一般都是電源側控制措施。同步調相機提升系統電壓水平效果有限[6]；加裝并聯無功補償設備成本高，且需要經常維護，維護費用高[7]；抽蓄機組空載調相運行無功支撐效果有限，且增加抽蓄機組損耗[8]；機組留旋轉備用雖然動態無功支撐能力強，但降低發電廠經濟效益，大面積機組檢修期間不具備留旋備條件[9]。

電力系統最大的無功電源是發電機，如果能通過調整某些參數使得發電機在暫態過程中發揮最優電壓無功特性，則可以大大提升系統的暫態電壓水平。因此，文中從電網側著手，基于分接頭檔位和發電機無功之間的關系，同時考慮分接頭檔位對機組最大無功進相能力的影響，確定了一種發電廠主變分接頭最優檔位計算方法，并以特高壓直流接入后的實際電網為研究算例進行仿真驗證，計算出不同分接頭檔位下的系統的電壓穩定水平和機組最大無功進相能力，最終給出主變最優分接頭檔位。

1 分接頭的調整與系統暫態穩定水平的關系

1.1 變壓器的基本調壓特性

調整主變分接頭檔位對改變系統電壓的作用可用圖1 來進行說明。圖1（a）是變壓器原始等值網絡圖，圖1（b）是變壓器用阻抗表示的等值網絡。圖中各參數都用標幺值表示，其中ZT為變壓器的短路阻抗；ZA、ZB分別為網絡A、B 側的等值阻抗；k為變壓器變比的標么值。Z1=ZT/k（k-1），Z2=ZT/（1-k）[10]。

圖1 經變壓器連接的等值網絡

由Z1、Z2的公式分析可得：

1）當k>1時

Z1>0為感性，相當于在變壓器一側放置并聯電抗器，向系統吸收感性無功；

Z2<0為容性，相當于在變壓器一側放置并聯電容器，向系統送出感性無功。

2）當k<1時

Z1<0為容性，相當于在變壓器一側放置并聯電容器，向系統送出感性無功；

Z2>0為感性，相當于在變壓器一側放置并聯電抗器，向系統吸收感性無功。

因此，改變主變分接頭檔位，即改變變壓器變比k，實質上就是改變Z1和Z2的符號與大小，從而影響變壓器兩側系統無功潮流分布和變壓器兩側電壓[11]。

1.2 分接頭檔位與機組無功的關系

圖2 是電廠升壓變等值電路圖。其中Ug為發電機機端電壓（低壓側電壓），UT為發電機高壓側電壓，k為變壓器變比的標么值。

圖2 電廠升壓變等值電路圖

由于低壓側往往接帶單臺發電機，單機對高壓側電網而言，高壓側可看作無窮大系統，因此高壓側電壓UT近似為不變。

若調低電廠升壓變分接頭檔位，即增大升壓變變比k，在高壓側電壓不變的前提下，機端電壓Ug降低。此時發電機為了保持機端電壓恒定，將在自動勵磁調節裝置作用下，增加無功出力。

因此，當電廠升壓變分接頭檔位降低時，發電機的無功出力會增加；同理電廠升壓變分接頭檔位升高時，發電機的無功出力會減少。

1.3 機組無功和系統暫態穩定水平的關系

文中從電壓穩定水平和功角穩定水平兩個方面分別進行分析。

1.3.1 電壓穩定水平

在系統發生故障時，隨著母線電壓的急劇跌落并聯電容器的無功功率補償量會大量減少，與發電機特性正好相反，在系統需要動態無功支撐時卻減少了無功輸出，對受端電網而言表現出不利的動態無功特性。發電機與電容器的動態無功特性曲線如圖3所示。

圖3 發電機與電容器的動態無功特性曲線圖

因此，初始時刻在系統總無功一定時，發電機初始無功越多，即電容器初始投入的無功越少，故障時系統的總無功就越多，因此系統的暫態電壓穩定水平越高。

1.3.2 功角穩定水平

圖4 是發電機等值電路圖，圖5 是功率因素j角對電勢E 的影響。其中E為發電機內電動勢，U為受端電壓，d為內電動勢E與電壓U之間的相位角，j為功率因數角，是電壓U與電流I之間的相位角。

圖4 發電機等值電路圖

圖5 功率因素角j對電勢E的影響

因此，機組初始無功越大，系統的電壓穩定水平和功角穩定水平均越高。

2 主變分接頭對機組最大無功進相能力的影響

機組的最大無功進相能力主要與發電機功角、定子電流、機端電壓三個因素有關，主變分接頭檔位的改變會導致機端電壓發生變化。主變分接頭檔位越低，高壓側電壓相同時，機端電壓也越低，相同外部條件下更容易越下限，導致機組最大無功進相能力相應變小。

圖6 表示的是系統電壓與機端電壓之間的關系，其中Ug為發電機機端電壓，Ut為系統電壓，k為變壓器變比。

圖6 系統電壓與機端電壓之間的關系

根據圖6可得：

則

機組進相運行時Q＜0，顯然可得發電機機端電壓Ug隨變比k單調遞減。變比k越大，即抽頭檔位越低，機端電壓也越低，機組最大無功進相能力相應變小；同理變比k越小，即抽頭檔位越高，機組最大無功進相能力也相應增大[12]。

機組的最大進相能力越小，意味著需要配備更多的電抗器來系統中多余的無功，大大增加了成本。因此，機組的最大無功進相能力越大越好。

3 主變分接頭優化配置計算流程

根據上述分析，綜合考慮分接頭的調整對系統暫態穩定水平和機組最大無功進相能力兩方面的制約因素，確定最優分接頭檔位的步驟如下所示：

1）通過給定的發電機和電廠主變的基礎參數，可以計算出i個檔位下機組的最大無功進相能力Xi（通常電廠主變抽頭檔位為5個，即i=5）；

2）將Xi分別與給定的最大無功進相能力參考值Xref比較，Xref=k1QN=k1PNtanjN（其中PN、QN、分別為發電機的額定有功功率、額定無功功率、額定功率因數角，k1一般取0.3）。若Xi≥Xref，則輸出滿足要求的j個檔位（其中，j≤i），否則無優化空間（根據檔位越低，機組最大無功進相能力越小，滿足要求的j個檔位為高檔位）

3）在輸出的j個檔位下可以分別計算出機組的無功出力Qj；

4）將Qj分別與機組允許的無功出力最大值Qmax比較，Qmax=k2QN=k2PNtanjN（其中k2一般取0.85），若Qj≤Qmax，則輸出滿足要求的z個檔位（其中，z≤j），否則無優化空間；

5）根據檔位越低，系統的電壓穩定特性越好，選擇z個檔位中的最低檔位為最優分接頭檔位。

主變分接頭檔位優化配置的計算流程如圖7所示。

圖7 主變分接頭檔位優化配置計算流程

4 算例分析

以江西電網2021 年豐水期平負荷數據（雅湖直流400萬kW）為算例進行仿真計算。

4.1 分接頭檔位調整對機組無功和主變兩側電壓的變化情況

在江西電網3 個不同區域分別選取A、B、C 三臺機組進行升壓變分接頭檔位的調整，維持機端電壓不變，升壓變高壓側母線電壓以及發電機發出的無功功率變化情況如表1所示。

表1 不同分接頭檔位下機組無功和主變高壓側電壓

方式一：3臺機組的初始主變分接頭均在3檔，江西500 kV母線電壓在520 kV左右；

方式二：在方式一基礎上將3 臺機組主變分接頭改為5檔；

方式三：在方式二基礎上投退無功補償裝置，調整電壓至520 kV左右。

三種方式下發電機的無功出力變化情況如圖8所示。

圖8 不同分接頭檔位下發電機無功出力

由表1和圖8可得，調高電廠升壓變分接頭檔位，即減小升壓變變比k，發電機無功出力會減少，電廠升壓變高壓側母線電壓會降低；若繼續投退無功補償裝置使得電壓恢復到原有水平，即系統總無功保持不變，發電機無功出力會進一步降低甚至進相運行。

4.2 分接頭檔位調整對系統暫態穩定水平的變化情況

1）定性分析

在4.1 小節中方式一（抽頭檔位在3 檔）和方式三（抽頭檔位在5檔）兩種方式下，發生500 kV同桿并架線路N-2故障后換流站母線電壓曲線如圖9所示。

圖9 不同分接頭檔位下故障后換流站母線電壓曲線

由圖9 曲線可以明顯看出，抽頭檔位在3 檔的方式下，發生故障后系統的電壓恢復的更快，暫態穩定特性更好。

2）定量分析

為保證雅湖直流受入400萬kW電力，在方式一（抽頭檔位在3檔）和方式三（抽頭檔位在5檔）兩種方式下計算火電機組所需的旋轉備用量，結果如表2所示。

表2 不同分接頭檔位下火電機組所需旋備量

由表2 可以得出，抽頭檔位由3 檔提升至5 檔后，為保證雅湖直流受入400 萬kW 電力，火電機組所需的旋備量增加了54 萬kW。因此，抽頭檔位在3 檔的方式下系統的暫態電壓穩定特性更好。

因此，通過上述仿真分析結果可以驗證升壓變抽頭檔位越低，系統的暫態電壓穩定水平越高。

4.3 分接頭檔位調整對機組最大無功進相能力的變化情況

在江西電網3 個不同區域分別選取D、E、F 三臺機組，在不同電廠升壓變分接頭檔位下計算機組的最大無功進相能力。計算結果如表3所示。

表3 不同分接頭檔位下機組最大無功進相能力MVar

由表4 可以得出，升壓變抽頭檔位越高，機組的最大無功進相能力越大。

表4 所有檔位下機組最大無功進相能力MVar

4.4 分接頭檔位優化配置

選取江西電網某臺220 kV機組開展仿真分析。

1）機組參數：Xd=184.5%；發電機額定容量為711 MVA；額定有功功率為640 MW；定子額定電流為18 661.8 A；額定功率因數為0.9；機端額定電壓為22 kV；

機組升壓變參數：短路阻抗為Xt=8%；升壓變高壓側額定容量為780 MVA；額定電壓為（242±2×2.5%/22）kV。

根據以上參數，可以計算出機組在所有分接頭檔位下的最大無功進相能力，結果如表4所示。

2）機組的最大無功進相能力參考值Xref=k1tanPN=（0.3×0.48×640）MVar=92.16 MVar，將表4 中5 個檔位下的數值與Xref比較，其中只有3 檔、4 檔和5 檔這3個檔位滿足要求；

3）在3 檔、4 檔和5 檔這3 個檔位下分別計算機組的無功出力，分別為380.24 MVar、250.76 MVar 和140.15MVar；

4）機組允許的無功出力最大值Qmax=k2tanPN=（0.85×0.48×640）MVar =261.12 MVar，與3 檔、4 檔和5 檔這3 個檔位下機組的無功出力進行比較，只有4檔和5檔這2個檔位滿足要求；

5）根據檔位越低，系統的電壓穩定特性越好，因此選擇4檔為最優分接頭檔位。

5 結語

文中主要分析了電廠主變分接頭檔位的調整對主變兩側電壓、機組無功、系統暫態穩定水平以及機組最大無功進相能力的影響變化并進行仿真驗證，基于上述影響因素提出一種主變分接頭優化配置方法，以江西電網實際廠站算例進行仿真計算。主要結論如下：

1）現有提升系統電壓穩定性的控制措施一般都是電源側控制措施，而調整電廠主變分接頭檔位是從電網側來提升系統的暫態電壓穩定水平的措施，且具有操作方便、效果顯著、經濟好等優點；

2）優化電廠主變分接頭檔位，可以改變變壓器兩側電壓和系統無功潮流分布，當分接頭檔位降低時，發電機的無功增加，從而電容器投入組數減少（即改變系統的網源穩態無功占比），因此系統的暫態電壓穩定水平有所提高；

3）電廠主變分接頭檔位越低，機組機端電壓也越低，機組最大無功進相能力也相應變小。機組的最大進相能力越小，意味著需要配備更多的電抗器來系統中多余的無功，大大增加了成本。因此，機組的最大進相能力越大越好。

4）綜合考慮分接頭檔位對系統的暫態電壓穩定水平和機組最大無功進相能力兩方面制約因素，結合電網實際運行經驗和工程實用性，提出一種主變分接頭檔位優化配置方法，通過實際算例進行仿真驗證，證明了該方法的可行性。