張愛玲，李少華，張崇見，李生福，郝正航，，陳卓（.許繼電氣股份有限公司，許昌46000；.許繼集團(tuán)有限公司，許昌46000；.貴州大學(xué)電氣工程學(xué)院，貴陽55005）

“風(fēng)火打捆”孤島特高壓直流送端電壓和頻率控制

張愛玲1，李少華1，張崇見2，李生福3，郝正航2，3，陳卓3
（1.許繼電氣股份有限公司，許昌461000；2.許繼集團(tuán)有限公司，許昌461000；3.貴州大學(xué)電氣工程學(xué)院，貴陽550025）

為了解決“風(fēng)火打捆”孤島特高壓直流輸送系統(tǒng)的電壓和頻率穩(wěn)定性問題，從雙饋型風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行特性出發(fā)，提出了一種針對特高壓直流系統(tǒng)的孤島附加控制策略。該附加控制策略通過系統(tǒng)頻率的變化改變特高壓直流系統(tǒng)的功率或電流指令，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)功率的平衡，提高系統(tǒng)的電壓和頻率穩(wěn)定性。最后采用實(shí)時數(shù)字仿真器RTDS（realtime digitalsimulator）對該系統(tǒng)電壓和頻率穩(wěn)定性及所提出的孤島附加控制策略進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)論證。仿真結(jié)果表明，該附加控制策略可以明顯增強(qiáng)“風(fēng)火打捆”電源與特高壓直流輸電系統(tǒng)配合時的整體穩(wěn)定性。

風(fēng)火打捆；特高壓直流輸電；孤島系統(tǒng)；附加控制；實(shí)時數(shù)字仿真器

為實(shí)現(xiàn)低碳環(huán)保、可持續(xù)發(fā)展的能源戰(zhàn)略，近幾年來我國大力發(fā)展可再生能源[1-3]。風(fēng)力發(fā)電是最成熟、最具規(guī)?；_發(fā)條件的可再生能源利用技術(shù)之一。我國西北部地區(qū)風(fēng)能資源豐富，如哈密地區(qū)風(fēng)能資源可開發(fā)量達(dá)到6 500萬kW，酒泉地區(qū)風(fēng)能資源可開發(fā)量為4 000萬kW，都是規(guī)劃中的千萬kW級風(fēng)電基地。西北風(fēng)電開發(fā)將采用“大規(guī)模集中接入、遠(yuǎn)距離輸送、大范圍消納”的模式。

直流輸電作為成熟、可靠的技術(shù)是承擔(dān)遠(yuǎn)距離、大容量、低損耗輸電的主要手段[4-5]。作為負(fù)荷中心的中東部地區(qū)，與風(fēng)電基地之間的距離超過2 000 km。哈密至鄭州特高壓直流輸電工程（下稱“哈鄭直流”）承擔(dān)了哈密風(fēng)電的遠(yuǎn)距離輸送，哈鄭直流的送端是哈密地區(qū)的“風(fēng)火打捆”電源基地，這種電源形式的特高壓直流輸電在全球絕無僅有[6-8]。甘肅和內(nèi)蒙等風(fēng)電密集地區(qū)也同樣存在特高壓直流外送的技術(shù)需求[9]。在這種運(yùn)行方式下，如果送端風(fēng)電場、火電廠與換流母線單獨(dú)組網(wǎng)運(yùn)行，形成“孤島”[10-12]，則由于雙饋風(fēng)機(jī)DFIG（doubly-fed induction generator）的運(yùn)行特性，當(dāng)孤島系統(tǒng)受擾動時，特高壓直流輸電系統(tǒng)常規(guī)的定功率或定電流控制方式引起的系統(tǒng)功率持續(xù)不平衡，將導(dǎo)致孤島系統(tǒng)整體穩(wěn)定性降低。

送端為“風(fēng)火打捆”電源的特高壓直流結(jié)構(gòu)模式在全球沒有實(shí)施先例，其運(yùn)行存在較多問題和技術(shù)困難。文獻(xiàn)[13-14]研究了“風(fēng)火打捆”輸電可行性，但其研究僅局限于系統(tǒng)經(jīng)濟(jì)運(yùn)行方面，尚缺乏系統(tǒng)穩(wěn)定性分析與控制方面的研究，未來應(yīng)用于風(fēng)電的特高壓直流輸電工程缺乏理論準(zhǔn)備。本文針對“風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)，從雙饋型風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行特性出發(fā)，詳細(xì)分析了直流送端存在的電壓和頻率穩(wěn)定性問題，針對該問題，利用直流輸電系統(tǒng)快速、靈活的控制特點(diǎn)，提出以特高壓直流系統(tǒng)為控制對象的孤島附加控制策略，提高“風(fēng)火打捆”孤島系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性。并通過實(shí)時數(shù)字仿真器[15]RTDS（realtime digital simulator）進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 雙饋式風(fēng)電機(jī)組的數(shù)學(xué)模型

大規(guī)模集中接入、遠(yuǎn)距離輸送以及風(fēng)電電源本身的出力、控制特性等決定了風(fēng)電并網(wǎng)會對電網(wǎng)運(yùn)行產(chǎn)生較大影響，且具有不同于常規(guī)電源的特殊性，對于“風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)而言，風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行特性對系統(tǒng)的影響不可忽略。

1.1 風(fēng)力機(jī)捕獲功率特性

風(fēng)力機(jī)作為風(fēng)電發(fā)電的原動機(jī)，其捕獲的風(fēng)能與風(fēng)速大小的三次方成比例，同時還與其葉片的轉(zhuǎn)速及結(jié)構(gòu)參數(shù)有關(guān)。正常運(yùn)行時，其機(jī)械輸出功率（捕獲的風(fēng)功率）PM為

式中：ρ為空氣密度；A為風(fēng)輪掃風(fēng)面積，Cp為風(fēng)能轉(zhuǎn)換系數(shù)；λ和β分別為葉尖速比和漿距角；v為風(fēng)速。當(dāng)Cp取固定值時，風(fēng)機(jī)輸出的機(jī)械功率與風(fēng)速的三次方成正比，即對于給定風(fēng)機(jī)，其機(jī)械功率僅由風(fēng)速決定。

1.2 機(jī)械傳動部分模型

風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的機(jī)械傳動部分不是剛性結(jié)構(gòu)，通常由風(fēng)力機(jī)、低速傳動軸、齒輪箱、高速傳動軸和發(fā)電機(jī)5部分組成，因此風(fēng)能轉(zhuǎn)矩從葉片傳送到發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子上的過程與火力發(fā)電中汽輪機(jī)的中間再熱過程相似，具有一定的時滯效應(yīng)。目前關(guān)于軸系模型的研究很多，本文為了簡化計算將機(jī)械傳動部分等效成一個集中質(zhì)量塊，采用一階慣性環(huán)節(jié)來表示，即

式中：Pm和PT分別為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子軸上的機(jī)械功率和其輸出的電磁功率；Td為機(jī)械傳動部分的慣性時間常數(shù)。

1.3 雙饋風(fēng)機(jī)DFIG的數(shù)學(xué)模型

在dq坐標(biāo)系下，選取定子磁鏈（ψd，s，ψq，s）和轉(zhuǎn)子電流（id，r，iq，r）為狀態(tài)變量時，狀態(tài)方程表達(dá)式[16]為

rsrm感和互感；L″=；rs、rr分別為定、轉(zhuǎn)子電阻；ω1和ω2分別為同步轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)差；ud，r和uq，r分別為勵磁電壓縱、橫軸分量；uq，s為定子電壓；p為微分算子。

根據(jù)磁鏈方程，將轉(zhuǎn)子電流替換為定、轉(zhuǎn)子磁鏈表達(dá)，且認(rèn)為定子磁鏈近似恒定而忽略其微分項(xiàng)，則由式（3）可推出

式中：L2=-LsLr；、分別為引入前饋補(bǔ)償后新的控制量[17-18]。

2 雙饋風(fēng)機(jī)DFIG的“機(jī)電解耦特性”

“機(jī)電解耦特性”是風(fēng)電場區(qū)別于常規(guī)電站的主要特性，對風(fēng)電場接入直流輸電送端是不利的。

從式（4）可以看出，勵磁繞組的d軸磁鏈ψd，r可由ud，r*獨(dú)立控制，q軸磁鏈ψq，r可由uq，r*獨(dú)立控制，所以勵磁繞組總磁鏈的方向僅僅決定于控制量ud，r*和uq，r*，而與轉(zhuǎn)子位置沒有關(guān)系，這便是“機(jī)電解耦”的實(shí)質(zhì)。因此，采用了矢量控制的DFIG，發(fā)電機(jī)內(nèi)電勢相位不再由轉(zhuǎn)子位置決定，即機(jī)械量和電氣量之間是解耦的。這一特性是DFIG與同步發(fā)電機(jī)最本質(zhì)的區(qū)別。

所謂“機(jī)電解耦”，是指發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速與內(nèi)電勢旋轉(zhuǎn)速度無關(guān)。通過對比常規(guī)同步發(fā)電機(jī)的“機(jī)電耦合”特性，可以準(zhǔn)確理解風(fēng)機(jī)的“機(jī)電解耦”。對于常規(guī)同步發(fā)電機(jī)，由于直流勵磁磁勢始終與轉(zhuǎn)軸保持靜止，當(dāng)轉(zhuǎn)速變化時，磁勢轉(zhuǎn)速相應(yīng)變化，而內(nèi)電勢Eq與磁勢的空間關(guān)系是固定不變的，故Eq的旋轉(zhuǎn)速度也相應(yīng)變化。對于風(fēng)機(jī)，由于采用變頻交流勵磁，勵磁磁勢方向與轉(zhuǎn)軸之間沒有聯(lián)系，風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速變化和內(nèi)電勢轉(zhuǎn)速變化也沒有聯(lián)系。這一特性一方面導(dǎo)致了風(fēng)機(jī)不能像同步機(jī)一樣保持轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速與電網(wǎng)頻率的一致性；另一方面導(dǎo)致風(fēng)機(jī)的機(jī)械慣性不能作用于電網(wǎng)的頻率調(diào)節(jié)。

3 “風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)

圖1為“風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)示意。

圖1“風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)Fig.1 Wind-thermal-bundled island model transmitted by UHVDC system

圖1 系統(tǒng)中送端由大規(guī)模雙饋風(fēng)電場和常規(guī)火電廠按一定比例捆綁構(gòu)成，由特高壓直流輸電系統(tǒng)與遠(yuǎn)端的大電網(wǎng)連接，實(shí)現(xiàn)風(fēng)電的消納及遠(yuǎn)距離電力輸送。

3.1 “風(fēng)火打捆”系統(tǒng)送端電壓穩(wěn)定性

根據(jù)第1.3節(jié)，勵磁繞組的d軸磁鏈ψd，r可由ud，r*獨(dú)立控制，q軸磁鏈ψq，r可由uq，r*獨(dú)立控制，各臺風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行于P-Q（有功和無功）控制模式下，即風(fēng)機(jī)對電網(wǎng)來說只是一個功率注入源。因此，在提供短路電流的問題上，風(fēng)機(jī)和常規(guī)電站差別很大。由于風(fēng)機(jī)變頻器過載能力限制和風(fēng)機(jī)獨(dú)特的控制系統(tǒng)，使得風(fēng)機(jī)提供的短路電流極為有限，僅為額定電流的1.5倍。因此，當(dāng)風(fēng)電場接入電網(wǎng)時，常規(guī)短路容量計算方法已不再適用。利用常規(guī)短路容量計算方法時，將發(fā)電廠看作1個電勢和1個內(nèi)抗的串聯(lián)支路，某節(jié)點(diǎn)的短路容量由該節(jié)點(diǎn)的戴維南內(nèi)抗決定。由于風(fēng)電場并不存在類似于常規(guī)電站的暫態(tài)電勢和次暫態(tài)電勢，不能將風(fēng)電場看作電勢和電抗的串聯(lián)支路，風(fēng)電場接入條件下的各個節(jié)點(diǎn)的短路容量都不能按照傳統(tǒng)方法計算。因此，含大規(guī)模風(fēng)電場的電網(wǎng)與常規(guī)電網(wǎng)比較，各節(jié)點(diǎn)的短路容量顯著減小，當(dāng)系統(tǒng)受到擾動時，母線短路容量過小會導(dǎo)致嚴(yán)重的電壓波動。

影響電壓穩(wěn)定性的最關(guān)鍵因素是節(jié)點(diǎn)短路容量，在相同擾動作用下，短路容量越大的節(jié)點(diǎn)，其電壓波動越小，反之亦然。對于“風(fēng)火打捆”孤島系統(tǒng)，由于風(fēng)電場提供的短路電流較小，系統(tǒng)的短路容量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于相同容量的“純火電”（直流送端僅由常規(guī)火電廠構(gòu)成）系統(tǒng)。因此，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)的電壓穩(wěn)定性問題也將比較突出。

3.2 “風(fēng)火打捆”系統(tǒng)送端頻率穩(wěn)定性

通過關(guān)于雙饋風(fēng)機(jī)的“機(jī)電解耦特性”的分析，風(fēng)機(jī)的機(jī)械慣性不能體現(xiàn)于內(nèi)電勢的電磁慣性。即風(fēng)機(jī)內(nèi)電勢轉(zhuǎn)速因失去慣性而容易突然變化，當(dāng)系統(tǒng)受到擾動時，將會進(jìn)一步導(dǎo)致風(fēng)電場節(jié)點(diǎn)頻率容易波動。

對于一般電力系統(tǒng)而言，其系統(tǒng)頻率是由同步發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速決定。當(dāng)“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)受擾后，其直流送端系統(tǒng)頻率必然發(fā)生變化，由于雙饋風(fēng)機(jī)的“機(jī)電解耦特性”，風(fēng)電場對電網(wǎng)不提供機(jī)械慣性，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)的機(jī)械慣性僅由火電機(jī)組提供，造成直流送端系統(tǒng)等效機(jī)械慣量減小，容易出現(xiàn)系統(tǒng)頻率波動。

同時，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)的中長期頻率穩(wěn)定性決定于雙饋風(fēng)電場和常規(guī)火電廠的一次和二次調(diào)頻能力。由于風(fēng)電場不具備調(diào)頻能力，全部調(diào)頻負(fù)擔(dān)僅由火電廠承擔(dān)，這實(shí)質(zhì)上造成“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)調(diào)頻能力下降。

4 “風(fēng)火打捆”孤島附加控制策略

為了解決電壓和頻率穩(wěn)定性問題，本文利用特高壓直流輸電系統(tǒng)高度可控的特性，提出一種“風(fēng)火打捆”孤島附加控制策略，如圖2所示，其中，f0為額定頻率，fAC為直流送端反饋頻率。

直流系統(tǒng)送端在擾動情況下的系統(tǒng)功率不平衡是導(dǎo)致系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行破壞的根本原因。因此，消除或減小“風(fēng)火打捆”電源輸出功率與直流系統(tǒng)輸送功率間的不平衡是一種可能的解決辦法。對于“風(fēng)火打捆”孤島直流輸送系統(tǒng)，直流送端系統(tǒng)的頻率變化可反映系統(tǒng)功率平衡的狀況，例如系統(tǒng)功率過剩會導(dǎo)致頻率上升，功率不足時會引起頻率下降。

該控制策略引入直流系統(tǒng)送端頻率反饋量，并根據(jù)頻率的變化調(diào)節(jié)直流系統(tǒng)的功率指令，從而消除或減小“風(fēng)火打捆”電源輸出功率與直流系統(tǒng)輸送功率間的不平衡，以達(dá)到穩(wěn)定系統(tǒng)運(yùn)行的目的。

圖2 “風(fēng)火打捆”孤島附加控制Fig.2 Additionalcontrolofwind-thermal-bundled island transmission system

4.1 對系統(tǒng)送端電壓波動的抑制作用

由于“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)的短路容量遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于相同容量的“純火電”系統(tǒng)（“純火電”系統(tǒng)短路電流為額定電流的8～10倍），當(dāng)孤島系統(tǒng)受到相同的擾動時，其直流送端系統(tǒng)會出現(xiàn)嚴(yán)重的電壓波動，破壞整個系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。采用附加控制后，改變直流系統(tǒng)輸送功率，同時也改變了整流側(cè)的無功需求量，使整流側(cè)無功補(bǔ)償裝置的無功余量作用于送端母線上，抑制送端母線電壓的波動幅度。

4.2 對系統(tǒng)送端頻率波動的抑制作用

采用附加控制后，引入直流系統(tǒng)送端頻率反饋量，根據(jù)系統(tǒng)頻率的增大或減小來升高或降低直流系統(tǒng)的輸送功率，從而消除或減小“風(fēng)火打捆”電源輸出功率與直流系統(tǒng)輸送功率間的不平衡，達(dá)到抑制直流送端頻率的目的。

5 基于RTDS的仿真實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證上述分析，基于RTDS建立的仿真系統(tǒng)如圖3所示。該系統(tǒng)包括大規(guī)模雙饋風(fēng)電場、常規(guī)火電廠、特高壓直流輸電系統(tǒng)及遠(yuǎn)端大電網(wǎng)。

圖3中，風(fēng)電機(jī)組模型搭建5臺等值雙饋風(fēng)機(jī)模擬風(fēng)電場群，其中，每臺等值風(fēng)機(jī)定子電阻rs= 0.004 6 p.u.，定子漏抗xs=0.102 0 p.u.，轉(zhuǎn)子電阻rr= 0.006 0 p.u.，轉(zhuǎn)子漏抗xr=0.085 9 p.u.；4臺同步發(fā)電機(jī)組模擬常規(guī)火電廠，每臺同步發(fā)電機(jī)組采用同步發(fā)電機(jī)模型、勵磁系統(tǒng)和調(diào)速系統(tǒng)模型模擬，其中，每臺同步發(fā)電機(jī)定子電阻Rs=0.002 0 p.u.，定子漏抗Xs=0.233 0 p.u.，d軸不飽和電抗Xd= 1.713 0 p.u.，q軸不飽和電抗Xq=1.642 0 p.u.，轉(zhuǎn)動慣量系數(shù)H=4 s。

風(fēng)電場風(fēng)速初始值為11 m/s，輸出的有功功率為0.23 p.u.（以“風(fēng)火打捆”電源總?cè)萘繛榛担?，常?guī)火電廠的有功出力為0.60 p.u.，送端母線B3的額定電壓為1.0 p.u.，特高壓直流系統(tǒng)為恒功率控制，輸送功率為0.6 p.u.，線路等效為∏型有損耗線路。結(jié)合實(shí)驗(yàn)和風(fēng)機(jī)的特性，設(shè)置典型故障。本文以本地負(fù)荷因故障突然減少0.20 p.u.有功功率為例，分析“風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)直流送端電壓和頻率的穩(wěn)定性。

為了說明“風(fēng)火打捆”孤島模式存在的問題，在圖3所示系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，再搭建一個與之對比的參考系統(tǒng)，如圖4所示。參考系統(tǒng)中的B3接入的風(fēng)電場替換為一座等容量的常規(guī)火電廠1，其他參數(shù)不變，為表述方便，下文稱圖3系統(tǒng)為“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)，圖4系統(tǒng)為“純火電”系統(tǒng)。

圖3 “風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)Fig.3 Simulation modelofwind-thermal-bundled power island transmitted by UHVDC system

圖4 “純火電”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)模型Fig.4 Simulation modelof mere thermalpower island transmitted by UHVDC system

正常情況下，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)送端母線B3電壓和頻率均運(yùn)行在額定值，當(dāng)系統(tǒng)本地負(fù)荷因故障突然減少0.20 p.u.有功功率時，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)與“純火電”系統(tǒng)的運(yùn)行狀況對比如圖5～圖7所示。

圖5（a）中，故障發(fā)生后，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)直流送端母線B3的三相電壓波動幅度達(dá)到1.2 p.u.，超出正常值范圍，此時可能會導(dǎo)致風(fēng)機(jī)的高壓穿越失敗，造成風(fēng)機(jī)的連鎖脫網(wǎng)事故；圖5（b）中，“純火電”系統(tǒng)直流送端母線B3的電壓波動幅度僅達(dá)到1.1 p.u.，由此可見。相同故障下，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)抑制電壓波動的能力比“純火電”系統(tǒng)弱。

圖6（a）中，故障發(fā)生后，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)送端頻率波動幅度達(dá)到1.06 p.u.；圖6（b）中，“純火電”系統(tǒng)送端頻率波動幅度僅達(dá)到1.025 p.u.?？梢?，相同故障下，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)抑制頻率波動的能力比“純火電”系統(tǒng)弱。

由于特高壓直流系統(tǒng)保持恒功率輸送，故障發(fā)生后，系統(tǒng)送端出現(xiàn)過剩功率，導(dǎo)致系統(tǒng)出現(xiàn)功率不平衡，對于“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)送端母線B3電壓，由于風(fēng)機(jī)提供的短路電流極為有限且風(fēng)電場不具備調(diào)壓功能，送端“風(fēng)火打捆”電源抑制電壓波動的能力較低。對于送端頻率，因?yàn)轱L(fēng)機(jī)的“機(jī)電解耦”特性，“風(fēng)火打捆”電源對系統(tǒng)的機(jī)械慣性僅由火電機(jī)組提供，造成送端系統(tǒng)等效機(jī)械慣量減小，而且風(fēng)電場不具備調(diào)頻能力，風(fēng)速不變，風(fēng)電場出力基本不變，此時系統(tǒng)的過剩功率調(diào)節(jié)由常規(guī)火電廠全部承擔(dān)，如圖7（a）所示。而“純火電”系統(tǒng)中的過剩功率由2個常規(guī)火電廠共同承擔(dān)，如圖7（b）所示。從而導(dǎo)致了系統(tǒng)送端頻率波動幅度較大。

在相同故障下，通過對比實(shí)驗(yàn)得出：“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)抑制電壓波動和頻率波動的能力比“純火電”系統(tǒng)弱。

圖5 故障后系統(tǒng)送端母線B3電壓Fig.5 Post-faultvoltages of B3atsending end

圖6 故障后系統(tǒng)送端頻率Fig.6 Post-faultfrequency atsending end

圖7 故障后系統(tǒng)送端電源的出力Fig.7 Post-faultpower outputatsending end

6 “風(fēng)火打捆”系統(tǒng)的附加控制實(shí)驗(yàn)

針對“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)的電壓和頻率穩(wěn)定性問題，對系統(tǒng)加入附加控制，控制直流輸送功率，控制原理如圖2所示。對系統(tǒng)做相同的擾動實(shí)驗(yàn)，即本地負(fù)荷因故障突然減少0.20 p.u.有功功率，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8～圖10所示。

故障發(fā)生后，直流送端出現(xiàn)過剩功率，圖8（a）中，未加附加控制時直流送端母線B3電壓波動幅度達(dá)到1.2 p.u.；采用附加控制后，直流系統(tǒng)輸送功率增大，如圖10（b）所示，此時直流送端母線B3電壓波動幅度僅達(dá)到1.1 p.u.，如圖8（b）所示。這是由于直流系統(tǒng)輸送功率增大的同時，增加了整流側(cè)的無功需求量，整流器吸收送端母線B3上的無功功率，并在與常規(guī)火電廠調(diào)壓功能的共同作用下，有效地抑制了送端母線電壓的波動幅度。

對送端頻率而言，未加附加控制時直流送端頻率波動幅度達(dá)到1.06 p.u.，如圖9（a）所示，圖9（b）中，采用附加控制后，直流送端頻率波動幅度僅達(dá)到1.02 p.u.。這是由于直流系統(tǒng)輸送功率增大，快速減小了送端電源總功率與直流輸送功率間的不平衡，并在與常規(guī)火電廠調(diào)頻功能的共同作用下，有效地抑制了送端頻率的波動幅度。

圖8 “風(fēng)火打捆”系統(tǒng)送端母線B3電壓Fig.8 Voltage of B3atsending end of wind-thermalbundled system

圖9 “風(fēng)火打捆”系統(tǒng)送端頻率Fig.9 Frequency atsending end of windthermal-bundled system

圖10 “風(fēng)火打捆”系統(tǒng)特高壓直流輸送功率Fig.10 UHVDC transmission power of wind-thermal-bundled system

7 結(jié)論

由于風(fēng)機(jī)的“機(jī)電解耦特性”和電流源（或功率源）特性，與“純火電”系統(tǒng)相比較，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)有以下特點(diǎn)：

（1）由于風(fēng)機(jī)本身僅有電流源特性，沒有調(diào)壓功能，且提供的短路電流極為有限。在相同擾動下，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)抑制電壓波動的能力比“純火電”系統(tǒng)弱；

（2）由于風(fēng)機(jī)的“機(jī)電解耦特性”，風(fēng)機(jī)對電網(wǎng)不提供機(jī)械慣性。在相同擾動下，“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)抑制頻率波動能力比“純火電”系統(tǒng)弱。

以上特點(diǎn)導(dǎo)致了“風(fēng)火打捆”孤島系統(tǒng)送端電壓和頻率的穩(wěn)定性較差，本文根據(jù)特高壓直流系統(tǒng)快速可控的特性，提出了孤島系統(tǒng)的附加控制策略。實(shí)驗(yàn)證明，該附加控制策略對“風(fēng)火打捆”孤島系統(tǒng)送端電壓和頻率波動具有明顯的抑制作用，提高了“風(fēng)火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性。

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Voltage and Frequency Controlof Wind-thermal-bundled Island Transmission by UHVDC System

HANGAiling1，LIShaohua1，ZHANGChongjian2，LIShengfu3，HAOZhenghang2，3，CHENZhuo3

（1.XujiElectric Corporation，Xuchang 461000，China；2.XujiGroup Corporation，Xuchang 461000，China；3.SchoolofElectricalEngineering，Guizhou University，Guiyang 550025，China）

To solve the stability problems ofvoltage and frequency ofwind-thermal-bundled island modeltransmitted by UHVDC system，considering with the operating characteristic ofdoubly-fed wind turbine generators，an island additionalcontrolstrategy is proposed to the UHVDC system，which changes the power or currentorder according to the variation ofsystem frequency，thus the powerbalance ofthe grid can be implemented to improve the stability ofvoltage and frequency.Via real-time digitalsimulator（RTDS），the stability problems ofvoltage and frequency are demonstrated and the proposed controlstrategy is verified.Simulation results indicate thatthe proposed additionalcontrolstrategy can evidently enhance the globalstability when the wind-thermal-bundled poweris transmitted with UHVDC system.

wind-thermal-bundled；UHVDC transmission；islanded system；additionalcontrol；realtime digitalsimulator

TM614；TM46；TM743

A

1003-8930（2015）03-0029-07

10.3969/j.issn.1003-8930.2015.03.06

張愛玲（1968—），女，本科，教授級高工，研究方向?yàn)樘馗邏褐绷鬏旊娤到y(tǒng)保護(hù)與控制。Email：ailingzh@xjgc.sgcc.com.cn李少華（1982—），男，博士研究生，工程師，研究方向?yàn)殡娏?/p>

系統(tǒng)保護(hù)與控制、特高壓直流輸電等。Email：lishaohua@ xjgc.sgcc.com.cn

張崇見（1968—），男，博士，高級工程師，研究方向?yàn)橹悄苷{(diào)度系統(tǒng)、配電網(wǎng)規(guī)劃、新能源與電動汽車、智慧城市等。E－mail：zcj2000@263.net

郝正航（1972—），男，通信作者，博士，教授，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)穩(wěn)定分析與控制、智能電網(wǎng)、風(fēng)力發(fā)電等。Email：haozhenghang@163.com

2014-01-23；

2014-08-14

許繼電氣股份有限公司資助項(xiàng)目；國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51267003）；貴州省社發(fā)科技攻關(guān)項(xiàng)目（黔科合SY字[2011]3081）；中國博士后科學(xué)基金項(xiàng)目（2013M531678）