第28卷第34期 中国电机工程学报 ol.28No.34Dec.5,2008 802008年12月5日 Proceedings of the CSEE 2008 Chin.Soc.for Elec.Eng. 文章编号：0258-8013(2008)34-0080-07 中图分类号：TM73 文献标志码：A 学科分类号：470-40 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 王官宏，陶向宇，李文锋，刘增煌，赵红光 (中国电力科学研究院，北京市海淀区100192) Influence of Turbine Governor on Power System Dynamic Stability WANG Guan-hong,TAO Xiang-yu,LI Wen-feng,LIU Zeng-huang,ZHAO Hong-guang (China Electric Power Research Institute,Haidian District,Beijing 100192,China) ABSTRACT:With the construction and development of power 从机理上研究原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响。 grids interconnection,the problem of power system dynamic 从时域和频域2方面对机理分析结论进行了验证。建立了 stability becomes more and more important.As one of the key △)-△坐标系，研究得出了原动机调节系统提供正阻尼或负 elements of the power system,turbine governor plays an 阻尼的区间。在Phillips-Heffron模型中引入了原动机调节系 important role in sticking up for the system stability and the 统传递函数模型，对其进行了频率响应特性及阻尼特性分 power supply quality.In order to study the dynamic stability of 析，提出了分界频率的概念，并得出了一般性结论。在单机 the inter-connected power systems better,it is necessary to 无穷大系统和多机系统中，研究了原动机调节系统主要参数 study the impact of turbine governor on the dynamic stability 对电力系统动态稳定的影响，通过频域小干扰计算和时域 of power system.This paper describes the mechanism of Proy分析，验证了机理分析结论的正确性。原动机调节系 turbine governor's impact on the power system dynamic 统对电力系统动态稳定的影响，除了与调节系统本身参数有 stability.The conclusions of the mechanism are verified from 关外，还与系统振荡频率以及机组对某个振荡模式的相关程 both of time domain and frequency domain.A AwA 度有关。 coordinates system has been established and the regions where 关键词：电力系统：原动机调节系统：机理分析：动态稳定 turbine governor would constitute positive or negative damping to the oscillation modes have been found out.By add the 0引言 turbine governor's transfer function to the Phillips-Heffron model,analyses of frequency response and damping 跨大区互联电网的建设和发展中，电力系统动 characteristics of the turbine governor has been done,and a 态稳定问题日渐突出山。当前，发电机励磁系统对 general conclusion has been obtained.Further more,the 电网稳定的研究已经取得较大进展四。电力系统稳 concept of boundary frequency is being introduced.The 定器(power system stabilizer,PSS)的广泛应用成功 influence of some key parameters of turbine governor on power 的解决了由于自动电压调节器引起的系统负阻尼 system dynamic stability has been studied,mainly with small 问题34。在电网的动态过程中，原动机调节系统的 signal analysis and Prony calculation.The results prove the 影响也应进行深入研究。 mechanism is correct.The influence of turbine governor on the 原动机调节系统作为电力系统中的一个重要环 power system dynamic stability is associated with not only its model and parameters,but also the oscillation frequency and 节，承担着系统调频、调峰的任务，对于维护系统 participation factor of the unit to one oscillation model. 稳定和提高电能质量都起着非常重要的作用：为更 好地开展大区域互联电网稳定性分析，研究原动机 KEY WORDS:power system:turbine governor: mechanism analysis:dynamic stability 调节系统对电力系统动态稳定的影响十分必要。 随着科学技术和制造工艺的快速提高，现运行 摘要：随着电网的发展、互联系统的形成和发展，电力系统 的原动机调节系统的性能得到了很大程度的改善， 动态稳定问题日渐突出。原动机调节系统作为电力系统中的 一个重要部分，在维护系统稳定和提高电能质量等方面有重 对一些老的机械液压式调节系统和电气液压式调 要的作用。为了更好地开展区域互联电网稳定性分析，研究 节系统大都进行了改造。原动机调节系统的动态特 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响十分必要。该文 性、响应速度得到极大的提高，在电力系统遭受扰
第 28 卷 第 34 期 中 国 电 机 工 程 学 报 Vol.28 No.34 Dec. 5, 2008 80 2008 年 12 月 5 日 Proceedings of the CSEE ©2008 Chin.Soc.for Elec.Eng. 文章编号：0258-8013 (2008) 34-0080-07 中图分类号：TM 73 文献标志码：A 学科分类号：470⋅40 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 王官宏，陶向宇，李文锋，刘增煌，赵红光 (中国电力科学研究院，北京市 海淀区 100192) Influence of Turbine Governor on Power System Dynamic Stability WANG Guan-hong, TAO Xiang-yu, LI Wen-feng, LIU Zeng-huang, ZHAO Hong-guang (China Electric Power Research Institute, Haidian District, Beijing 100192, China) ABSTRACT: With the construction and development of power grids interconnection, the problem of power system dynamic stability becomes more and more important. As one of the key elements of the power system, turbine governor plays an important role in sticking up for the system stability and the power supply quality. In order to study the dynamic stability of the inter-connected power systems better, it is necessary to study the impact of turbine governor on the dynamic stability of power system. This paper describes the mechanism of turbine governor’s impact on the power system dynamic stability. The conclusions of the mechanism are verified from both of time domain and frequency domain. A ∆ω−∆δ coordinates system has been established and the regions where turbine governor would constitute positive or negative damping to the oscillation modes have been found out. By add the turbine governor’s transfer function to the Phillips-Heffron model, analyses of frequency response and damping characteristics of the turbine governor has been done, and a general conclusion has been obtained. Further more, the concept of boundary frequency is being introduced. The influence of some key parameters of turbine governor on power system dynamic stability has been studied, mainly with small signal analysis and Prony calculation. The results prove the mechanism is correct. The influence of turbine governor on the power system dynamic stability is associated with not only its model and parameters, but also the oscillation frequency and participation factor of the unit to one oscillation model. KEY WORDS: power system；turbine governor；mechanism analysis；dynamic stability 摘要：随着电网的发展、互联系统的形成和发展，电力系统 动态稳定问题日渐突出。原动机调节系统作为电力系统中的 一个重要部分，在维护系统稳定和提高电能质量等方面有重 要的作用。为了更好地开展区域互联电网稳定性分析，研究 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响十分必要。该文 从机理上研究原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响。 从时域和频域 2 方面对机理分析结论进行了验证。建立了 ∆ω−∆δ坐标系，研究得出了原动机调节系统提供正阻尼或负 阻尼的区间。在 Phillips-Heffron 模型中引入了原动机调节系 统传递函数模型，对其进行了频率响应特性及阻尼特性分 析，提出了分界频率的概念，并得出了一般性结论。在单机 无穷大系统和多机系统中，研究了原动机调节系统主要参数 对电力系统动态稳定的影响，通过频域小干扰计算和时域 Prony 分析，验证了机理分析结论的正确性。原动机调节系 统对电力系统动态稳定的影响，除了与调节系统本身参数有 关外，还与系统振荡频率以及机组对某个振荡模式的相关程 度有关。 关键词：电力系统；原动机调节系统；机理分析；动态稳定 0 引言 跨大区互联电网的建设和发展中，电力系统动 态稳定问题日渐突出[1]。当前，发电机励磁系统对 电网稳定的研究已经取得较大进展[2]。电力系统稳 定器(power system stabilizer，PSS)的广泛应用成功 的解决了由于自动电压调节器引起的系统负阻尼 问题[3-4]。在电网的动态过程中，原动机调节系统的 影响也应进行深入研究。 原动机调节系统作为电力系统中的一个重要环 节，承担着系统调频、调峰的任务，对于维护系统 稳定和提高电能质量都起着非常重要的作用；为更 好地开展大区域互联电网稳定性分析，研究原动机 调节系统对电力系统动态稳定的影响十分必要[5]。 随着科学技术和制造工艺的快速提高，现运行 的原动机调节系统的性能得到了很大程度的改善， 对一些老的机械液压式调节系统和电气液压式调 节系统大都进行了改造。原动机调节系统的动态特 性、响应速度得到极大的提高，在电力系统遭受扰
第34期 王官宏等：原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 81 动时，有必要考虑调节系统的响应特性。目前快速 M dAo =△TM-△TE-D△O 灵敏的汽轮机调速系统对电力系统稳定性的影响 dr (1) 己较为显著阿。 1d△8 △0= a dr 1动态稳定性判据 式中：△6为功角变化量；△ω为转速变化量；△TM 研究电力系统小干扰稳定性问题，可以采用时 为机械转矩变化量；△T为电磁转矩变化量：D△o 域分析方法，也可以采用频域分析方法？-8。 为阻尼项：，为系统基准角频率。 频域法主要是指特征值分析法，稳定性判据为 对式(1)的第2式进行拉普拉斯变换得 阻尼比。阻尼比大于0时是稳定的，阻尼比等于0 △0=s△61 (2) 时是临界的，阻尼比小于0时是不稳定的。阻尼比 将s=jo代入式(2)： 越大，稳定性越好。 △o=j0u△δ1 (3) 时域法研究小干扰稳定性时的稳定性判据是 为了分析方便，建立△6-△0坐标系，在该坐 系统各个变量对时间的响应曲线。当响应曲线是增 标系中分析机械转矩对电力系统动态稳定的影响。 幅性振荡时，阻尼为负，系统是不稳定的：响应曲 在复数平面内，式(3)中△0与△6正交，且△0在 线为等幅振荡时，阻尼为零，系统处于临界状态： 相位上超前△δ的角度为90°，据此可以得到如图2 响应曲线为衰减振荡时，阻尼为正，系统是稳定的。 所示的△6-△w坐标系，将△6设定为横坐标，正方 衰减越快，稳定性越好。 向向右，则△0就是纵坐标，正方向向上。 2机理分析 2.1包含原动机调节系统的Phillips-Heffron模型 超前90° 本文分析原动机调节系统对电力系统动态稳 定的影响，是建立在包含原动机调节系统的 Phillips-Heffron模型上的。计及原动机调节系统的 Phillips-.Heffron模型如图1所示。 图2稳定研究用△0-A陛标系 Fig.2 A@-Acoordinates system for stability research -△ 一△P:原动机调节系统 转子运动方程式(1)中阻尼系数D>0起正阻尼 ②Gs) Gs) 作用，D△o投影在△D的正半轴，在△6-△0坐标 △T业 系的位置如图3所示。 Ms+D 木△0 DAa的投影 K1 超前90° △T2不+ Ka K3 1+sK3+T0 p(s) -A0 K6 图3DAaw在A8&Aa唑标系内的投影 图1包含原动机调节系统的Phillips-Heffron模型 Fig.3 Projection of DA@in A-Aaxcoordinates system Fig.1 Block diagram of Phillips-Heffron model 阻尼系数D又称阻尼转矩系数，可以理解为单 with turbine governor 位转速变化下输出转矩的变化量，阻尼的存在使振 2.2机械转矩对系统动态稳定的影响 动系统的运动状态处于衰减振动。 本文在Phillips--Heffron模型中研究机械转矩如 阻尼转矩分量D△o表示对转子运动的阻尼， 何影响机组的转子运动。首先分析机械转矩对电力 是未包含△T,以及△TE的、其它反对转子速度变化 系统动态稳定的影响。 的力矩的总和，D>0,则阻尼转矩分量D△0是正 图1的Phillips-Heffron模型中仅考虑增量的发 阻尼力矩，处于△0的正半轴上。阻尼转矩D△o与 电机组转子运动方程为 △0成正比例关系，它只在△o轴上有投影
第 34 期 王官宏等： 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 81 动时，有必要考虑调节系统的响应特性。目前快速 灵敏的汽轮机调速系统对电力系统稳定性的影响 已较为显著[6]。 1 动态稳定性判据 研究电力系统小干扰稳定性问题，可以采用时 域分析方法，也可以采用频域分析方法[7-8]。 频域法主要是指特征值分析法，稳定性判据为 阻尼比。阻尼比大于 0 时是稳定的，阻尼比等于 0 时是临界的，阻尼比小于 0 时是不稳定的。阻尼比 越大，稳定性越好。 时域法研究小干扰稳定性时的稳定性判据是 系统各个变量对时间的响应曲线。当响应曲线是增 幅性振荡时，阻尼为负，系统是不稳定的；响应曲 线为等幅振荡时，阻尼为零，系统处于临界状态； 响应曲线为衰减振荡时，阻尼为正，系统是稳定的。 衰减越快，稳定性越好。 2 机理分析 2.1 包含原动机调节系统的 Phillips-Heffron 模型 本文分析原动机调节系统对电力系统动态稳 定的影响，是建立在包含原动机调节系统的 Phillips-Heffron 模型上的。计及原动机调节系统的 Phillips-Heffron 模型如图 1 所示。 原动机调节系统 Σ Σ Σ Σ Gk(s) ∆Tm + + − − − − + K1 K4 K5 K6 K2 + Σ ∆Te1 ∆Te2 −∆Pe −∆ω Gs(s) ∆ω ∆δ Ex(s) Epss(s) 1 Ms D+ 0 s ω 3 3 0 1 d K + + sK T′ 图 1 包含原动机调节系统的 Phillips-Heffron 模型 Fig. 1 Block diagram of Phillips-Heffron model with turbine governor 2.2 机械转矩对系统动态稳定的影响 本文在 Phillips-Heffron 模型中研究机械转矩如 何影响机组的转子运动。首先分析机械转矩对电力 系统动态稳定的影响。 图 1 的 Phillips-Heffron 模型中仅考虑增量的发 电机组转子运动方程为 0 d d 1 d d M T TD M E t t ω ω δ ω ω ⎧ ∆ =∆ −∆ − ∆ ⎪ ⎪ ⎨ ∆ ⎪∆ = ⎪⎩ (1) 式中：∆δ 为功角变化量；∆ω 为转速变化量；∆TM 为机械转矩变化量；∆TE 为电磁转矩变化量；D∆ω 为阻尼项；ω0 为系统基准角频率。 对式(1)的第 2 式进行拉普拉斯变换得 0 ∆ =∆ ω δω s / (2) 将 j d s = ω 代入式(2)： 0 j / ∆= ∆ ω ω δω d (3) 为了分析方便，建立 ∆ ∆ δ ω - 坐标系，在该坐 标系中分析机械转矩对电力系统动态稳定的影响。 在复数平面内，式(3)中∆ω 与∆δ 正交，且∆ω 在 相位上超前∆δ 的角度为 90°，据此可以得到如图 2 所示的 ∆ ∆ δ ω - 坐标系，将 ∆δ 设定为横坐标，正方 向向右，则 ∆ω 就是纵坐标，正方向向上。 ∆ω ∆δ 超前 90° 图 2 稳定研究用∆ω−∆δ坐标系 Fig. 2 ∆ω−∆δ coordinates system for stability research 转子运动方程式(1)中阻尼系数 D > 0 起正阻尼 作用，D∆ω 投影在 ∆ω 的正半轴，在 ∆ −∆ δ ω 坐标 系的位置如图 3 所示。 ∆ω ∆δ 超前 90° D∆ω的投影 −∆ω 图 3 D∆ω在∆δ−∆ω坐标系内的投影 Fig.3 Projection of D∆ω in ∆δ−∆ωcoordinates system 阻尼系数 D 又称阻尼转矩系数，可以理解为单 位转速变化下输出转矩的变化量，阻尼的存在使振 动系统的运动状态处于衰减振动。 阻尼转矩分量 D∆ω 表示对转子运动的阻尼， 是未包含 ∆TM 以及 ∆TE 的、其它反对转子速度变化 的力矩的总和，D > 0 ，则阻尼转矩分量 D∆ω 是正 阻尼力矩，处于 ∆ω 的正半轴上。阻尼转矩 D∆ω 与 ∆ω 成正比例关系，它只在 ∆ω 轴上有投影
82 中国电机工程学报 第28卷 Phillips-Heffron模型中，原动机调节系统提供 DGov =KGov cos PGov (10) 的机械转矩增量△Ty的表达式为 则有 △TM=Gx(s)Gs(s(-△x)=-GGov(s)△x (4) △TD=-KGov cos PGov△0=-Dcov·△0 (11) △TM还可以用如下形式描述： 即 △TM=△T+△TD (5) DoOv =-AT2 (12) 将式(5)代入(1)有 △0 MSA@=ATs+ATo-AT:-DA@-ATs- 附加阻尼力矩系数Dov的意义：单位转速变 dt 化原动机调节系统提供的、反对转速变化的附加阻 △TE-(-ATD+D△O) (6) 尼力矩。 式中：D△0的投影在△o的正半轴，当△T,与D△0 当coSPcov>0,△TM的阻尼转矩分量△T,位 有相同性质即原动机调节系统所产生的阻尼转矩 于-△w方向，Dcov=KGov cos PGov>0与阻尼系数 分量△T,投影在△o的正半轴时，-△T,投影在△0 D同号，原动机调节系统给系统提供正阻尼。 的负半轴上，-△T。的作用与阻尼项D△o的作用相 当cos9ov0,即Be[0,180°]（超前），在某个
82 中 国 电 机 工 程 学 报 第 28 卷 Phillips-Heffron 模型中，原动机调节系统提供 的机械转矩增量 ∆TM 的表达式为 GOV ∆ = −∆ = − ∆ T G sG s x G s x MK S ( ) ( )( ) ( ) (4) ∆TM 还可以用如下形式描述： ∆ =∆ +∆ T TT M S D (5) 将式(5)代入(1)有 d d M T T TD T SDE S t ω ω ∆ =∆ +∆ −∆ − ∆ =∆ − ( ) ∆ − −∆ + ∆ T TD E D ω (6) 式中：D∆ω 的投影在 ∆ω 的正半轴，当 ∆TD 与 D∆ω 有相同性质即原动机调节系统所产生的阻尼转矩 分量 ∆TD 投影在 ∆ω 的正半轴时，−∆TD 投影在 ∆ω 的负半轴上，−∆TD 的作用与阻尼项 D∆ω 的作用相 反，原动机调节系统给系统提供负的阻尼。∆TD 与 D∆ω 有相反性质即原动机调节系统所产生的阻尼 转矩分量 ∆TD 投影在 ∆ω 的负半轴时，原动机调节 系统给系统提供正的阻尼。其物理意义是：机组的 机械输入力矩是加速力矩，设电力系统受到扰动 后，机组出现一个与 ∆ω 轴正方向同相速度增量， 此时，如原动机调节系统调节作用的结果也产生一 个与 ∆ω 轴正方向同相的输入力矩增量，那么速度 的增量就会进一步增大而不是减小，调速系统的作 用就是负阻尼作用；相反，如果调速系统调节作用 的结果产生一个与 ∆ω 轴正方向反相的输入力矩增 量，那么速度的增量就会被减小，调速系统的作用 就是正阻尼作用。 2.3 转速闭环调节的调节系统机理分析 设原动机调节系统的传递函数为 GOV G s( ) ，当 输入信号为转速偏差 ∆ω 时，原动机调节系统产生 的机械转矩增量： GOV ∆ =− ∆ T Gs M ( ) ω (7) Phillips-Heffron 模型 T K KE E 1 2 q ∆ = ∆+ ∆ δ ′ 。 对于所关心的振荡频率 f ，将 j d s = ω 代入 式(7)，得 GOV j GOV GOV T Gs K M () e ϕ ∆ =− ∆ =− ∆ = ω ω GOV GOV GOV GOV 0 cos sin d K K ω ϕ ω ϕ δ ω − ∆+ ∆ (8) 分解得到 GOV GOV GOV GOV 0 cos sin D d S T K T K ϕ ω ω ϕ δ ω ⎧∆ =− ∆ ⎪ ⎨ ∆= ∆ ⎪ ⎩ (9) 将 GOV GOV K cosϕ 定义为原动机调节系统提供 的附加阻尼系数，用 DGOV 表示，则 GOV GOV GOV D K= cosϕ (10) 则有 GOV GOV GOV cos ∆ =− ∆ =− ⋅∆ TK D D ϕ ω ω (11) 即 GOV TD D ω ∆ = − ∆ (12) 附加阻尼力矩系数 DGOV 的意义：单位转速变 化原动机调节系统提供的、反对转速变化的附加阻 尼力矩。 当 GOV cos 0 ϕ > ， ∆TM 的阻尼转矩分量 ∆TD 位 于 −∆ω 方向， GOV GOV GOV D K= > cos 0 ϕ 与阻尼系数 D 同号，原动机调节系统给系统提供正阻尼。 当 GOV cos 0 ϕ ，即 β [0,180 ] ο ∈ (超前)，在某个
第34期 王官宏等：原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 83 频率下，当原动机调节系统超前△δ负方向[0,180] 为负阻尼区域：当机电振荡模式的频率低于分界频 时，DGov=KiKGOV v4 sin Pov>0，△Tu位于 率时，汽轮机调节系统提供正阻尼，这一区域称为 正阻尼区域。例如Tc0.2s,Tg=0.2s,则由上述推 △δ-△o坐标系的第3、第4象限，调节系统的转 导公式可以得知： 矩增加了转子运动的阻尼，提供正阻尼。 0=V1/0.2×0.2=5.0rad/s (21) 当sin Gov0,当-180≤ 为放大倍数（调差系数的倒数）：T?为调速器液压系 Peov≤0°时，有sinPGov0,因此有Dcov≤0；当 统时间常数；TcH为汽轮机高压缸蒸汽容积时间常 0°≤ov≤180°时，有sin Gov≥0，因此有Dcov≥0。 数。从表1可以看出，原动机调节系统的相位滞后 3原动机调节系统的阻尼特性分析 角度超过90°时，相应的Dcv也由正变负，此时， 其附加阻尼也由正阻尼变为负阻尼。 3.1简单系统的机械转矩的分解及阻尼特性分析 表1不同参数下调节系统幅频、相频及阻尼特性 简化的汽轮机调节系统模型如图4所示。 Tab.1 Frequency response and damping characteristics 1 of turbine governor with different parametres △Tu TCHs+1 参数组1 参数组2 参数组3 Gov GY Ty=0.5s Tg=0.1s Ty=0.2s 图4简化的原动机调节系统模型 频率Hz TcHF-0.3 s Tcuf=0.3 s TcHF0.2 s Fig.4 Diagram of simplified model of turbine governor K=33.3 K=22.2 K=16.7 考虑输入为转速偏差△o,输出△Ty为机械转 相位)DGov 相位()DGov 相位()Dcov_ 矩。传递函数为 0.350-81.138.78 -45.8218.77 -47.4813.34 -K 0.411 -90.01 -0.01 -52.25 17.46 -54.63 12.08 GGov (s)=-- (17 0.500 -1008 -14.73 -60.74 15.25 -64.28 9.91 △ω(1+T3s1+TcHs) 0.600-110.6 -33.49 -69.17 12.29 -74.03 7.00 用s=j0代入，得 0.796 -124.5 -74.85 -82.89 5.21 -90.02 -0.01 K.(I-T3TcHd)△0 0.919-130.9 -102.2 -90.01-0.01 -98.22 -5.21 △u=0-Tm+亿，+1am'a 1.000-134.4 -120.3 -94.20 -3.72-102.9 -8.94 参数组1的分界频率为0.411Hz,参数组2 K.(Tg+TcH)△δ/风 (18) 的分界频率为0.919Hz,参数组3的分界频率为 (1-TTcH@)+(Ts +TcH)@ 0.796Hz。3组参数下对应的分界频率与式(20)的结 ATM=KGov△d-Deov△D (19) 果一致。 式中：Dcov= Ka(1-TTcH@) 3.3简单模型经典参数下仿真计算 (1-TTcn)+(Ts +Tcn) 3.3.1模型参数 令式(19)等于0得到 计算用单机无穷大系统如图5所示。 @=IT TCH (20) ⊙线路 C①线路 =√h/TTcH时，DGov=0,原动机调节系 发电机 变压器无穷大系统 统提供的阻尼为0：m,>√/TTc,Dov0,原动机及调节系统提供正阻尼。将原动 发电机采用基于简化Park方程式的6绕组模 机调节系统给系统提供零阻尼时所对应的振荡频 型。发电机参数如下：xi=x=0.2010:T而=0.045s: 率称为分界频率。当机电振荡模式的频率高于分界 T0=0069s:x4=,=0.306:xa=x,=2.17:T=9.01s。 频率时，汽轮机调节系统提供负阻尼，这一区域称 励磁系统模型为FV自并励励磁模型。原动机调节
第 34 期 王官宏等： 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 83 频率下，当原动机调节系统超前 ∆δ 负方向[0,180 ] ο 时 ， 0 GOV 1 GOV GOV sin 0 d D KK ω ϕ ω = > ， ∆TM 位 于 ∆ −∆ δ ω 坐标系的第 3、第 4 象限，调节系统的转 矩增加了转子运动的阻尼，提供正阻尼。 当 GOV sin 0 ϕ 0，当−180°≤ ϕ GOV ≤0°时，有 GOV sinϕ ≤0，因此有 DGOV ≤0；当 0°≤ϕ GOV ≤180°时，有 GOV sinϕ ≥0，因此有 DGOV ≥0。 3 原动机调节系统的阻尼特性分析 3.1 简单系统的机械转矩的分解及阻尼特性分析 简化的汽轮机调节系统模型如图 4 所示。 1 1 T sg + ∆ω Ka ∆TM 1 1 T s CH + Ka Gov GY 图 4 简化的原动机调节系统模型 Fig. 4 Diagram of simplified model of turbine governor 考虑输入为转速偏差 ∆ω ，输出 ∆TM 为机械转 矩。传递函数为 Gov ( ) (1 )(1 ) M a g CH T K G s ω Ts T s ∆ − =− = ∆ ++ (17) 用 j d s = ω 代入，得 2 22 2 2 (1 ) (1 ) ( ) a g CH d M g CH d g CH d K TT TT T T T ω ω ω − ⋅ ω − − − ++ ∆ ∆ = 2 0 22 2 2 ( )/ (1 ) ( ) a g CH d g CH d g CH d KT T TT T T ω δω ω ω + ⋅∆ − ++ (18) TK D M GOV GOV ∆ = ∆− ∆ δ ω (19) 式中： 2 GOV 22 2 2 (1 ) (1 ) ( ) a g CH d g CH d g CH d K TT D TT T T ω ω ω − = − ++ 。 令式(19)等于 0 得到 1/ ωd g CH = T T (20) 1/ ωd g CH = T T 时， GOV D = 0 ，原动机调节系 统提供的阻尼为 0； 1/ ωd g CH > T T ， GOV D 0，原动机及调节系统提供正阻尼。将原动 机调节系统给系统提供零阻尼时所对应的振荡频 率称为分界频率。当机电振荡模式的频率高于分界 频率时，汽轮机调节系统提供负阻尼，这一区域称 为负阻尼区域；当机电振荡模式的频率低于分界频 率时，汽轮机调节系统提供正阻尼，这一区域称为 正阻尼区域。例如 TCH=0.2 s，Tg=0.2 s，则由上述推 导公式可以得知： 1/ 0.2 0.2=5.0 rad/s ωd = × (21) 分界频率为 2 d df ω = π ＝0.796 Hz。 3.2 简单模型频率特性和附加阻尼计算 表 1 给出了 3 组不同参数配置下原动机调节系 统的频率响应特性和附加阻尼特性计算结果。KA 为放大倍数(调差系数的倒数)；Tg 为调速器液压系 统时间常数；TCH 为汽轮机高压缸蒸汽容积时间常 数。从表 1 可以看出，原动机调节系统的相位滞后 角度超过 90°时，相应的 DGov 也由正变负，此时， 其附加阻尼也由正阻尼变为负阻尼。 表 1 不同参数下调节系统幅频、相频及阻尼特性 Tab. 1 Frequency response and damping characteristics of turbine governor with different parametres 参数组 1 参数组 2 参数组 3 Tg=0.5 s TCH=0.3 s KA=33.3 Tg=0.1 s TCH=0.3 s KA=22.2 Tg=0.2 s TCH=0.2 s KA=16.7 频率/Hz 相位/(°) DGOV 相位/(°) DGOV 相位/(°) DGOV 0.350 −81.13 8.78 −45.82 18.77 −47.48 13.34 0.411 −90.01 −0.01 −52.25 17.46 −54.63 12.08 0.500 −1008 −14.73 −60.74 15.25 −64.28 9.91 0.600 −110.6 −33.49 −69.17 12.29 −74.03 7.00 0.796 −124.5 −74.85 −82.89 5.21 −90.02 −0.01 0.919 −130.9 −102.2 −90.01 −0.01 −98.22 −5.21 1.000 −134.4 −120.3 −94.20 −3.72 −102.9 −8.94 参数组 1 的分界频率为 0.411 Hz，参数组 2 的分界频率为 0.919 Hz，参数组 3 的分界频率为 0.796 Hz。3 组参数下对应的分界频率与式(20)的结 果一致。 3.3 简单模型经典参数下仿真计算 3.3.1 模型参数 计算用单机无穷大系统如图 5 所示[9]。 发电机 ~ 变压器 无穷大系统 线路 线路 图 5 单机无穷大系统示意图 Fig. 5 Diagram of single machine-infinity bus power system 发电机采用基于简化 Park 方程式的 6 绕组模 型。发电机参数如下： 0.2010 0.045 s d q do xx T ′′ ′′ ′′ == = ； ； 0.069 s Tqo ′′ = ； 0.306 2.17 dq dq xx xx ′ ′ == == ； ； 9.01 s Tdo′ = 。 励磁系统模型为 FV 自并励励磁模型。原动机调节
中国电机工程学报 第28卷 系统采用简化模型，其中，调节系统模型采用 表3负阻尼区域时的Prony计算结果 PSD-BPA程序中的GS卡，原动机模型采用TA卡。 Tab.3 Prony calculation result of negative damping area GS卡数学模型框图如图6所示。 序号调节系统幅值衰减系数振荡频率z阻尼比 无 0.793 -0.725 1.154 0.099 2 有 1.786 -0.536 1.206 0.071 Kg1+s >Po 3.3.3正阻尼区域小干扰计算及时域仿真分析 1+sT 表4为正阻尼区域的特征值计算结果。结果表 图6GS卡模型框图 明，有调节系统后，振荡频率增大0.0103Hz,阻 Fig.6 Model of GS card 尼比增大0.0114，调节系统提供正阻尼。 模型中，K为转速偏差放大倍数，相当于K4, 表4正阻尼区域特征值计算结果 暂不考虑系统死区e,令T=T2,则T了3与图4中Tg Tab.4 Calculation result of the eigenvalue of positive damping area 相同。TA卡模型框图如图7所示。 序号 调节系统实部虚部频率Hz阻尼比 1 无 -0.33612.3124 0.3680 0.1438 1+sTc 有 -0.37352.3769 0.3783 0.1552 图7TA卡模型框图 图9是发电机功率响应曲线的时域仿真结果。 Fig.7 Model of TA card 1000 通过改变机组的转动惯量，可以改变系统振荡 无调速 800 频率，使汽轮机调节系统输出转矩给系统提供的阻 600 尼处于不同的阻尼特性区域内。 400 3.3.2负阻尼区域小干扰计算及时域仿真分析 有调速 200 表2是负阻尼区域特征值计算结果。结果表明， 有调节系统后，振荡频率增大0.0339Hz,阻尼比 减小0.0189。调节系统提供了负阻尼。图8是时域 10 20 s 仿真结果一一发电机功率响应曲线。 图9正阻尼区域的时域仿真 表2负阻尼区域特征值计算结果 Fig.9 Time domain simulation of positive damping area Tab.2 Calculation result of the eigenvalue of 表5为时域方仿真的Proy计算结果。结果表 negative damping area 明，有调节系统后振荡频率增大0.011Hz,阻尼比 序号 调节系统实部虚部 频率Hz：阻尼比 增大0.025，调节系统提供正阻尼。小干扰计算和 无 -0.70967.59351.20850.0930 2 有 -0.58047.8059 1.24240.0741 Prony计算结果基本一致。 表5 Prony计算结果 1000 Tab.5 Prony calculation result of positive damping area 序号调节系统幅值衰减系数振荡频率z阻尼比 800 无调速 1 无 4.961 -0.263 0.354 0.117 600 2 3.544 -0.3300.3650.143 400 3.4非线性环节对调节系统阻尼的影响 有调速 200 汽轮机调节系统的非线性环节主要有死区、纯 延时、限幅等非线性对应环节。它们对调节系统的 6 阻尼特性有影响，以纯延时环节的影响为大，本节 图8负阻尼区域的时域仿真 主要分析纯延时环节的影响。纯延时环节可以用 Fig.8 Time domain simulation of negative damping area 式(22)表示。 表3为时域方仿真的Proy计算结果。结果表 Gdelay (s)=es (22) 明，有调节系统后，振荡频率增大0.052Hz,阻尼 式中π为延时时间。 比减小0.028。调节系统提供了负阻尼。特征值计 式(22)的滞后频率特性可以表达为 算和时域计算结果基本一致。 Pdelay=-tf.360° (23)
84 中 国 电 机 工 程 学 报 第 28 卷 系统采用简化模型，其中，调节系统模型采用 PSD-BPA 程序中的 GS 卡，原动机模型采用 TA 卡。 GS 卡数学模型框图如图 6 所示。 K∆ω Σ − + − P0 PMIN PGV P PMAX UP 1 3 s 1 T 1 2 ± aK 2 1 1 1 sT sT + + PDOWN 图 6 GS 卡模型框图 Fig. 6 Model of GS card 模型中，K 为转速偏差放大倍数，相当于 KA， 暂不考虑系统死区ε ，令 T1=T2，则 T3与图 4 中 Tg 相同。TA 卡模型框图如图 7 所示。 CH 1 1+ sT PGV PM 图 7 TA 卡模型框图 Fig. 7 Model of TA card 通过改变机组的转动惯量，可以改变系统振荡 频率，使汽轮机调节系统输出转矩给系统提供的阻 尼处于不同的阻尼特性区域内。 3.3.2 负阻尼区域小干扰计算及时域仿真分析 表 2 是负阻尼区域特征值计算结果。结果表明， 有调节系统后，振荡频率增大 0.033 9 Hz，阻尼比 减小 0.018 9。调节系统提供了负阻尼。图 8 是时域 仿真结果——发电机功率响应曲线。 表 2 负阻尼区域特征值计算结果 Tab. 2 Calculation result of the eigenvalue of negative damping area 序号 调节系统 实部 虚部 频率/Hz 阻尼比 1 无 −0.709 6 7.593 5 1.208 5 0.093 0 2 有 −0.580 4 7.805 9 1.242 4 0.074 1 2 4 6 8 1 000 800 600 400 200 0 t/s 无调速 有调速 Pe/MW 图 8 负阻尼区域的时域仿真 Fig. 8 Time domain simulation of negative damping area 表 3 为时域方仿真的 Prony 计算结果。结果表 明，有调节系统后，振荡频率增大 0.052 Hz，阻尼 比减小 0.028。调节系统提供了负阻尼。特征值计 算和时域计算结果基本一致。 表 3 负阻尼区域时的 Prony 计算结果 Tab. 3 Prony calculation result of negative damping area 序号 调节系统 幅值 衰减系数 振荡频率/Hz 阻尼比 1 无 0.793 −0.725 1.154 0.099 2 有 1.786 −0.536 1.206 0.071 3.3.3 正阻尼区域小干扰计算及时域仿真分析 表 4 为正阻尼区域的特征值计算结果。结果表 明，有调节系统后，振荡频率增大 0.010 3 Hz，阻 尼比增大 0.011 4，调节系统提供正阻尼。 表 4 正阻尼区域特征值计算结果 Tab. 4 Calculation result of the eigenvalue of positive damping area 序号 调节系统 实部 虚部 频率/Hz 阻尼比 1 无 −0.336 1 2.312 4 0.368 0 0.143 8 2 有 −0.373 5 2.376 9 0.378 3 0.155 2 图 9 是发电机功率响应曲线的时域仿真结果。 0 10 20 30 1 000 800 600 400 200 0 t/s 无调速 有调速 有功功率/MW 图 9 正阻尼区域的时域仿真 Fig. 9 Time domain simulation of positive damping area 表 5 为时域方仿真的 Prony 计算结果。结果表 明，有调节系统后振荡频率增大 0.011 Hz，阻尼比 增大 0.025，调节系统提供正阻尼。小干扰计算和 Prony 计算结果基本一致。 表 5 Prony 计算结果 Tab. 5 Prony calculation result of positive damping area 序号 调节系统 幅值 衰减系数 振荡频率/Hz 阻尼比 1 无 4.961 −0.263 0.354 0.117 2 有 3.544 −0.330 0.365 0.143 3.4 非线性环节对调节系统阻尼的影响 汽轮机调节系统的非线性环节主要有死区、纯 延时、限幅等非线性对应环节。它们对调节系统的 阻尼特性有影响，以纯延时环节的影响为大，本节 主要分析纯延时环节的影响。纯延时环节可以用 式(22)表示。 delay () e s G s −τ = (22) 式中τ 为延时时间。 式(22)的滞后频率特性可以表达为 delay ϕ τ =− ⋅ f 360o (23)
第34期 王官宏等：原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 85 式(23)中负号表示该相位是滞后性质的，该式 1000 表明，纯延时环节的滞后相位与延时时间和振荡频 800 率有关。 600 表6为某参数配置下，考虑不同延时时间的调 400 节系统相位滞后对比表。其中，%无延时环节的相 1000ms 200 位，delay为e的滞后相位，eay+%为考虑了延 时环节的调节系统提供的机械转矩输出相位。 10 15 20 25 30 表6中，0.2s时，分界频率从0.919Hz分别 下降到0.459Hz,=1s时系统出现2个分界率分 图11振荡频率为0.923Hz时的曲线 Fig.11 Curves of time domain simulation 别为相位滞后-90°时对应的0.18Hz以及滞后-270° when the osculation frequency is 0.923 Hz 时对应的0.566Hz。在相同振荡频率下，汽轮机调 表7振荡频率为0.503Hz时的Prony计算结果 节系统输出转矩相位滞后角度随着延时时间的增 Tab.7 Prony calculation result when the osculation 加而增大。 frequency is 0.503 Hz 序号 调节系统 幅值 衰减系数振荡频率Hz阻尼比 下面分别就表6的3种情形进行时域仿真分析， 无 11.8 -0.158 0.503 0.0499 仿真曲线如图10~11所示。表7中，有调节系统且 l 10.3 -0.198 0.523 0.0601 0时，调节系统提供正阻尼。0.2s和仁1s时， 3 =0.2s 9.8 -0.103 0.525 0.0314 阻尼比分别比=0下降0.0287和0.0362，调节系统 4 =1s 10.4 -0.072 0.480 0.0239 提供负阻尼。 表8振荡频率为0.923Hz时的Proy计算结果 Tab.8 Prony calculation result when the osculation 表8中，有调节系统且0时，调节系统提供 frequency is 0.923 Hz 负阻尼。=0.2s时阻尼比相对于0下降了0.0026， 序号 调节系统幅值 衰减系数振荡频率Hz阻尼比 调节系统提供负阻尼。1s时阻尼比相对于0上 无 8.8 -0.220 0.923 0.0379 升了0.0647，调节系统提供正阻尼。因此可见，延 2 0 10.5 -0.207 0.972 0.0339 表6考虑纯延时环节前后滞后相位对比表 0.2s 7.56 -0.177 0.933 0.0303 =1s 8.91 -0.582 0.935 0.0986 Tab.6 Comparison of phase-ferequency characteristics with and without delay 时环节会显著影响分界频率，改变调节系统的阻尼 无纯延时 =0.2s =1s 特性。根据延滞时间大小的不同，可能改善阻尼， MHz %/) acla()aclay()el()Pielay() 也可能恶化阻尼。调节系统的死区、限幅环节一般 0.100 -14.27 -7.20 -21.47 -36.00 -50.27 0.180 -25.21 -12.97 -38.17 -64.84 -90.04 不会改变调节系统的阻尼特性，而只会改变调节系 0.368 -47.72 -26.47 -74.19 -132.34 -180.06 统提供的阻尼的大小。 0.459 -56.95 -33.05 -90.00 -165.24 -222.19 0.566 -66.43 -40.75 -107.18 -203.76 -270.19 4结论 0.594 -68.70 -42.77 -111.47 -213.84 -282.54 0.774 -81.49 -55.71 -137.21 -278.57 -360.06 原动机调节系统通过改变机械转矩影响转子 0.919 -90.01 -66.17 -156.17 -330.84 -420.85 运动，从而影响电力系统动态稳定。 1.000 -94.20 -72.00 -166.20 -360.00 -454.20 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 1000 因素包含原动机调节系统本身的参数配置、输入信 800 号、振荡频率及系统运行方式等。转速闭环调节的 MW/ 600 原动机调节系统对电力系统动态稳定的作用与原 400 动机调节系统本身参数以及振荡频率等直接相关： =200ms 000 200 功率闭环调节对电力系统动态稳定的作用除与原 无延迟 动机调节系统本身的特性、振荡频率有关外，还与 10 20 25 系统参数相关。 图10振荡频率为0.503Hz时的仿真曲线 原动机调节系统产生的机械转矩△Ty在 Fig.10 Curves of time domain simulation △6-△0坐标系中△0轴上的投影表示了对转子运 when the oscillation frequency is 0.503 Hz 动的阻尼的作用：机械转矩在△0轴上投影为负时
第 34 期 王官宏等： 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 85 式(23)中负号表示该相位是滞后性质的，该式 表明，纯延时环节的滞后相位与延时时间和振荡频 率有关。 表 6 为某参数配置下，考虑不同延时时间的调 节系统相位滞后对比表。其中，ϕ0无延时环节的相 位，ϕdelay 为e−τ s 的滞后相位，ϕdelay+ϕ0 为考虑了延 时环节的调节系统提供的机械转矩输出相位。 表 6 中，τ=0.2 s 时，分界频率从 0.919 Hz 分别 下降到 0.459 Hz，τ=1 s 时系统出现 2 个分界频率分 别为相位滞后−90°时对应的 0.18 Hz 以及滞后−270° 时对应的 0.566 Hz。在相同振荡频率下，汽轮机调 节系统输出转矩相位滞后角度随着延时时间的增 加而增大。 下面分别就表 6 的 3 种情形进行时域仿真分析， 仿真曲线如图 10~11 所示。表 7 中，有调节系统且 τ=0 时，调节系统提供正阻尼。τ=0.2 s 和τ=1 s 时， 阻尼比分别比τ=0 下降 0.028 7 和 0.036 2，调节系统 提供负阻尼。 表 8 中，有调节系统且τ=0 时，调节系统提供 负阻尼。τ=0.2 s 时阻尼比相对于τ=0 下降了 0.002 6， 调节系统提供负阻尼。τ=1 s 时阻尼比相对于τ=0 上 升了 0.064 7，调节系统提供正阻尼。因此可见，延 表 6 考虑纯延时环节前后滞后相位对比表 Tab. 6 Comparison of phase-ferequency characteristics with and without delay 无纯延时 τ=0.2 s τ=1 s f/Hz ϕ0/(°) ϕdelay/(°) ϕdelay+ϕ0/(°) ϕdelay/(°) ϕdelay+ϕ0/(°) 0.100 −14.27 −7.20 −21.47 −36.00 −50.27 0.180 −25.21 −12.97 −38.17 −64.84 −90.04 0.368 −47.72 −26.47 −74.19 −132.34 −180.06 0.459 −56.95 −33.05 −90.00 −165.24 −222.19 0.566 −66.43 −40.75 −107.18 −203.76 −270.19 0.594 −68.70 −42.77 −111.47 −213.84 −282.54 0.774 −81.49 −55.71 −137.21 −278.57 −360.06 0.919 −90.01 −66.17 −156.17 −330.84 −420.85 1.000 −94.20 −72.00 −166.20 −360.00 −454.20 0 5 10 15 20 25 30 1 000 800 600 400 200 0 t/s τ=200 ms 无调速 无延迟 τ=1 000 ms 功率/MW 图 10 振荡频率为 0.503 Hz 时的仿真曲线 Fig. 10 Curves of time domain simulation when the oscillation frequency is 0.503 Hz 0 5 10 15 20 25 30 1 000 800 600 400 200 0 t/s τ=200 ms 无调速 无延迟 τ=1 000 ms 功率/MW 图 11 振荡频率为 0.923 Hz 时的曲线 Fig. 11 Curves of time domain simulation when the osculation frequency is 0.923 Hz 表 7 振荡频率为 0.503 Hz 时的 Prony 计算结果 Tab. 7 Prony calculation result when the osculation frequency is 0.503 Hz 序号 调节系统 幅值 衰减系数 振荡频率/Hz 阻尼比 1 无 11.8 −0.158 0.503 0.049 9 2 τ=0 10.3 −0.198 0.523 0.060 1 3 τ=0.2 s 9.8 −0.103 0.525 0.031 4 4 τ=1 s 10.4 −0.072 0.480 0.023 9 表 8 振荡频率为 0.923 Hz 时的 Prony 计算结果 Tab. 8 Prony calculation result when the osculation frequency is 0.923 Hz 序号 调节系统 幅值 衰减系数 振荡频率/Hz 阻尼比 1 无 8.8 −0.220 0.923 0.037 9 2 τ=0 10.5 −0.207 0.972 0.033 9 3 τ=0.2 s 7.56 −0.177 0.933 0.030 3 4 τ=1 s 8.91 −0.582 0.935 0.098 6 时环节会显著影响分界频率，改变调节系统的阻尼 特性。根据延滞时间大小的不同，可能改善阻尼， 也可能恶化阻尼。调节系统的死区、限幅环节一般 不会改变调节系统的阻尼特性，而只会改变调节系 统提供的阻尼的大小。 4 结论 原动机调节系统通过改变机械转矩影响转子 运动，从而影响电力系统动态稳定。 原动机调节系统对电力系统动态稳定的影响 因素包含原动机调节系统本身的参数配置、输入信 号、振荡频率及系统运行方式等。转速闭环调节的 原动机调节系统对电力系统动态稳定的作用与原 动机调节系统本身参数以及振荡频率等直接相关； 功率闭环调节对电力系统动态稳定的作用除与原 动机调节系统本身的特性、振荡频率有关外，还与 系统参数相关。 原动机调节系统产生的机械转矩 ∆TM 在 ∆ ∆ δ ω - 坐标系中 ∆ω 轴上的投影表示了对转子运 动的阻尼的作用；机械转矩在 ∆ω 轴上投影为负时
86 中国电机工程学报 第28卷 给系统提供正阻尼，反之提供负阻尼。对于给定的 Chinese). 输入信号，考察原动机调节系统在动态稳定关心的 [6)]于达仁，徐基豫.汽轮机调节系统对发电机稳定的影响.电力 系统自动化，1996,20(1)：23-26. 频段的相频特性即可知原动机调节系统对电力系 Yu Daren,Xu Jiyu.The effects of governor on the stability of 统动态稳定的影响： turbo-geneator[J].Automation of Electric Power Systems,1996, 原动机调节系统附加阻尼特性也可以通过附 20(1):23-26(in Chinese). 加阻尼系数Dcov的正负来判断，当Dcov>0时， [门国家电网公司.电力系统四大参数对暂态稳定的影响©.电力系 统建模与仿真技术研讨会，湖南，2004. 原动机调节系统给系统提供正阻尼，当Dcov<O, [8]Kunder P.Power system stability and control[M].New York: 原动机调节系统给系统提供负阻尼。 McGraw-Hill,Inc,1994:253-270. 非线性环节通过改变原动机调节系统频率响 [9]夏道止主编.电力系统分析M.北京：水利电力出版社，1995： 77-85 应特性而影响系统的阻尼特性。 [10]汤酒.PSD-SSAP电力系统小干扰稳定性分析程序M.2.0版.北 时域仿真、小干扰稳定计算以及Proy分析与 京：中国电力科学研究院系统所，2007：6-11. 理论分析结果一致，证明机理研究的正确性。 1刘取.励磁控制与电力系统稳定M.北京：中国电力出版社，2006： 致谢 136-151. [12]刘增煌.跨大区互联电网低频振荡机理分析及控制策略研究中期 衷心感谢晁晖高级工程师、何凤军高级工程师 汇报提纲R.北京：中国电力科学研究院，2008. 以及濮钧高级工程师对论文工作的支持。论文的写 [13]张利娟，陈庆国，陈海焱，等.调速系统恶化阻尼的机理分析及 作得到了夏潮、肖洋、高磊、黄兴等同志的热情帮 其改进措施).水电能源科学，2005,23(3)：6. Zhang Lijuan.Chen Qingguo,Chen Haimiao,et al.Mechanism analysis 助，在此一并致谢。 for negative damping caused goveming system and its improvement 参考文献 measure[J].Water Resources and Power,2005,23(3):6(in Chinese). [14]胡寿松.自动控制原理[M.北京：科学出版社，2001：266-289 [山朱方，赵红光，刘增煌，等.大区电网互联对电力系统动态稳定 [15]汤酒，卜广全，侯俊贤.PSD-BPA暂态稳定程序用户手册M.3.0 性的影响.中国电机工程学报，2006,26(5)：1-7. 版.北京：中国电力科学研究院系统所，2006：89-91. Zhu Fang,Zhao Hongguang,Liu Zenghuan,et al.The influence of [16]Stefopoulos GK,Georgilakis PS,Hatziargyriou,et al.A genetic large power grid interconnected on power system dynamic stability algorihm solutiom to the govemor-turbine dynammic model [J].Proceedings of the CSEE,2006,26(5):1-7(in Chinese). identification in multi-machine power system[C].The 44th IEEE 2]刘增煌.南方互联电力系统动态稳定性能和电力系统稳定器的研 Conference on Decision and Control,and the European Control 究R.北京：中国电力科学研究院，1994. Conference 2005 Secille,Span.2005. 3)朱方，刘增煌，高光华。电力系统稳定器对三峡输电系统动态稳 定的影响U.电网技术，2002,26(8)：4447. 收稿日期：2008-08-20。 Zhu Fang,Liu Zenghuang,Gao Guanghua.Influence of power system 作者简介： stabilizer on dynamic stability of three gorges power system 王官宏(1982一)，男，硕士，研究方向为电力系 [J].Power System Technology,2002,26(8):44-47(in Chinese). 统稳定与控制，wanggh@epri.ac.cn: [4刘增煌，方思立.电力系统稳定器对电力系统动态稳定的作用及 陶向宇(1981一)，男，硕士，研究方向为电力系 与其他控制方式的比较).电网技术，1998,22(3)：410. 统稳定与控制： Liu Zenghuang.Fang Sili.The effect of power system stabilizer on 李文锋1979一)，男，顾士，研究方向为电力系 power system dynamic stability and comparison with other control 王官宏 统稳定与控制： methods[J].Power System Technology,1998,22(3):4-10(in 刘增煌(1937一，男，教授级高级工程师，研究 Chinese). 方向为电力系统稳定与控制： [⑤)]王明东，刘宪林.基于模糊控制理论的水轮发电机组调速器侧PSS 赵红光(1963一)，男，教授级高级工程师，研究 研究U.郑州大学学报：工学版，2003,24(2)：96-98. 方向为电力系统稳定与控制。 Wang Mingdong.Liu Xianlin.Study of power system stabilizer for hydro-generator's governor based on fuzzy theory[J].Journal of (责任编辑王剑乔) Zhengzhou University:Engineering Science,2003,24(2):96-98(in
86 中 国 电 机 工 程 学 报 第 28 卷 给系统提供正阻尼，反之提供负阻尼。对于给定的 输入信号，考察原动机调节系统在动态稳定关心的 频段的相频特性即可知原动机调节系统对电力系 统动态稳定的影响； 原动机调节系统附加阻尼特性也可以通过附 加阻尼系数 DGOV 的正负来判断，当 GOV D > 0 时， 原动机调节系统给系统提供正阻尼，当 GOV D < 0， 原动机调节系统给系统提供负阻尼。 非线性环节通过改变原动机调节系统频率响 应特性而影响系统的阻尼特性。 时域仿真、小干扰稳定计算以及 Prony 分析与 理论分析结果一致，证明机理研究的正确性。 致 谢 衷心感谢晁晖高级工程师、何凤军高级工程师 以及濮钧高级工程师对论文工作的支持。论文的写 作得到了夏潮、肖洋、高磊、黄兴等同志的热情帮 助，在此一并致谢。 参考文献 [1] 朱方，赵红光，刘增煌，等．大区电网互联对电力系统动态稳定 性的影响[J]．中国电机工程学报，2006，26(5)：1-7． Zhu Fang，Zhao Hongguang，Liu Zenghuan，et al．The influence of large power grid interconnected on power system dynamic stability [J]．Proceedings of the CSEE，2006，26(5)：1-7(in Chinese)． [2] 刘增煌．南方互联电力系统动态稳定性能和电力系统稳定器的研 究[R]．北京：中国电力科学研究院，1994． [3] 朱方，刘增煌，高光华．电力系统稳定器对三峡输电系统动态稳 定的影响[J]．电网技术，2002，26(8)：44-47． Zhu Fang，Liu Zenghuang，Gao Guanghua．Influence of power system stabilizer on dynamic stability of three gorges power system [J]．Power System Technology，2002，26(8)：44-47(in Chinese)． [4] 刘增煌，方思立．电力系统稳定器对电力系统动态稳定的作用及 与其他控制方式的比较[J]．电网技术，1998，22(3)：4-10． Liu Zenghuang，Fang Sili．The effect of power system stabilizer on power system dynamic stability and comparison with other control methods[J]．Power System Technology，1998，22(3)：4-10(in Chinese)． [5] 王明东，刘宪林．基于模糊控制理论的水轮发电机组调速器侧 PSS 研究[J]．郑州大学学报：工学版，2003，24(2)：96-98． Wang Mingdong，Liu Xianlin．Study of power system stabilizer for hydro-generator’s governor based on fuzzy theory[J]．Journal of Zhengzhou University：Engineering Science，2003，24(2)：96-98(in Chinese)． [6] 于达仁，徐基豫．汽轮机调节系统对发电机稳定的影响[J]．电力 系统自动化，1996，20(1)：23-26． Yu Daren，Xu Jiyu．The effects of governor on the stability of turbo-geneator[J]．Automation of Electric Power Systems，1996， 20(1)：23-26(in Chinese)． [7] 国家电网公司．电力系统四大参数对暂态稳定的影响[C]．电力系 统建模与仿真技术研讨会，湖南，2004． [8] Kunder P．Power system stability and control[M]．New York： McGraw-Hill，Inc，1994：253-270． [9] 夏道止主编．电力系统分析[M]．北京：水利电力出版社，1995： 77-85． [10] 汤涌．PSD-SSAP 电力系统小干扰稳定性分析程序[M]．2.0 版．北 京：中国电力科学研究院系统所，2007：6-11． [11] 刘取．励磁控制与电力系统稳定[M]．北京：中国电力出版社，2006： 136-151． [12] 刘增煌．跨大区互联电网低频振荡机理分析及控制策略研究中期 汇报提纲[R]．北京：中国电力科学研究院，2008． [13] 张利娟，陈庆国，陈海焱，等．调速系统恶化阻尼的机理分析及 其改进措施[J]．水电能源科学，2005，23(3)：6． Zhang Lijuan，Chen Qingguo，Chen Haimiao，et al．Mechanism analysis for negative damping caused governing system and its improvement measure[J]．Water Resources and Power，2005，23(3)：6(in Chinese)． [14] 胡寿松．自动控制原理[M]．北京：科学出版社，2001：266-289． [15] 汤涌，卜广全，侯俊贤．PSD-BPA 暂态稳定程序用户手册[M]．3.0 版．北京：中国电力科学研究院系统所，2006：89-91． [16] Stefopoulos G K，Georgilakis P S，Hatziargyriou，et al．A genetic algorihm solutiom to the governor-turbine dynammic model identification in multi-machine power system[C]．The 44th IEEE Conference on Decision and Control, and the European Control Conference 2005 Secille，Span，2005． 收稿日期：2008-08-20。 作者简介： 王官宏(1982—)，男，硕士，研究方向为电力系 统稳定与控制，wanggh@epri.ac.cn； 陶向宇(1981—)，男，硕士，研究方向为电力系 统稳定与控制； 李文锋(1979—)，男，硕士，研究方向为电力系 统稳定与控制； 刘增煌(1937—)，男，教授级高级工程师，研究 方向为电力系统稳定与控制； 赵红光(1963—)，男，教授级高级工程师，研究 方向为电力系统稳定与控制。 王官宏 (责任编辑 王剑乔)