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(國網(wǎng)新疆電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，新疆 烏魯木齊 830000)

0 引 言

隨著能源與環(huán)境問題的日益加劇，在國家政策大力支持風(fēng)電發(fā)展的背景下，風(fēng)電發(fā)展迅猛，風(fēng)電容量的不斷增長給系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行、風(fēng)電保護(hù)配置帶來巨大挑戰(zhàn)。近年來中國甘肅、新疆等風(fēng)電基地發(fā)生多次脫網(wǎng)事故，印證了風(fēng)電對電網(wǎng)的不利影響[1-4]。為此要求風(fēng)電并網(wǎng)需具備低電壓穿越(low-voltage ride-throgh,LVRT)能力。直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)由于其優(yōu)越性成為了主流機(jī)型并廣泛應(yīng)用于風(fēng)電場，而其具備LVRT能力后其故障特征將發(fā)生很大變化，對此尚無系統(tǒng)的分析研究，這將對保護(hù)配置和整定影響較大。

目前故障特征研究關(guān)注點(diǎn)主要集中在不具備LVRT的風(fēng)電機(jī)組，但是對具有LVRT能力的風(fēng)電機(jī)組的故障特征缺乏研究，特別是關(guān)于直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的故障特征仍然沒有得到深入充分的研究。

下面研究分析了直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的數(shù)學(xué)模型和控制策略[5-7]，并基于直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組常采用的LVRT策略在PSCAD仿真軟件中建模，仿真驗(yàn)證機(jī)組低電壓穿越能力。在此基礎(chǔ)上仿真對比分析了直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組三相短路故障特性，并仿真分析了影響其三相短路故障特性的相關(guān)因素，這對風(fēng)電場以電流大小為動(dòng)作判據(jù)的保護(hù)配置及整定值修改提供了一定依據(jù)。

1 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組建模

1.1 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組數(shù)學(xué)模型

直驅(qū)永磁同步風(fēng)電機(jī)組主要由風(fēng)力機(jī)、永磁同步發(fā)電機(jī)、全功率變流器(機(jī)側(cè)PWM變流器和網(wǎng)側(cè)PWM變流器)及控制系統(tǒng)4部分組成，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖 1 直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

永磁同步發(fā)電機(jī)在d、q坐標(biāo)軸下的模型為

(1)

在d、q坐標(biāo)系下定子磁場的磁鏈方程為

(2)

聯(lián)立以上兩式得

(3)

式中：Ud、Uq分別為機(jī)端電壓的d、q軸分量；Ld、Lq分別為定子電感d、q軸分量；id、iq分別為機(jī)端電流的d、q軸分量；ωr為發(fā)電機(jī)電磁轉(zhuǎn)速；ψf為磁通；Rs為定子電阻。

1.2 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組變流器控制策略

1.2.1 機(jī)側(cè)變流器控制策略

發(fā)電機(jī)側(cè)整流器采用轉(zhuǎn)子磁場定向矢量控制，通過調(diào)節(jié)定子側(cè)d、q軸電流對有功、無功進(jìn)行解耦控制，實(shí)現(xiàn)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速的控制。

由式(3)可得其定子穩(wěn)態(tài)電壓方程為

(4)

式中：usd、isd和usq、isq分別為d軸和q軸定子電壓、電流分量；Rs、Ls分別為發(fā)電機(jī)定子的電阻和電感；ωs為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速；ψ為轉(zhuǎn)子永磁體磁鏈。

風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器采用三相電壓型變流器，其簡化數(shù)學(xué)模型如式(5)。

(5)

機(jī)側(cè)變流器采用外環(huán)轉(zhuǎn)速控制，實(shí)現(xiàn)對發(fā)電機(jī)最佳轉(zhuǎn)速的跟蹤；采用內(nèi)環(huán)電流控制實(shí)現(xiàn)機(jī)組單位功率因數(shù)運(yùn)行[8]?？刂撇呗匀鐖D2所示。

圖2 機(jī)側(cè)變流器控制策略

1.2.2 網(wǎng)側(cè)變流器控制策略

網(wǎng)側(cè)變流器在d、q坐標(biāo)系下輸出的有功功率和無功功率分別為

(6)

將d軸定向在電網(wǎng)電壓Eg上，則d軸電壓分量為Eg，q軸分量為0。式(6)可改寫為

(7)

式中：igd、igq分別為電流有功和無功分量。可以看出，電網(wǎng)側(cè)PWM逆變器通過調(diào)節(jié)網(wǎng)側(cè)的d軸和q軸電流，可以保持直流側(cè)電壓穩(wěn)定。

風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器采用三相電壓型變流器，其簡化數(shù)學(xué)模型為

(8)

網(wǎng)側(cè)變流器采用基于電網(wǎng)電壓的定向矢量控制[9]，采用電壓外環(huán)、電流內(nèi)環(huán)，可實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組單位功率因數(shù)運(yùn)行?？刂撇呗匀鐖D3所示。

圖3 網(wǎng)側(cè)變流器控制策略

2 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越

2.1 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越策略

結(jié)合機(jī)組結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出適合直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的LVRT策略——“直流卸荷電路保護(hù)+網(wǎng)側(cè)無功控制策略+SVC無功補(bǔ)償”，LVRT策略如圖4所示。

圖4 PMSG低電壓穿越策略

直流卸荷電路[10-11]：由絕緣柵雙極型晶體管(insulated gate bipolar transistor,IGBT)和卸荷電阻串聯(lián)構(gòu)成，并聯(lián)在直流側(cè)電容兩側(cè)。當(dāng)直流側(cè)電壓大于允許值時(shí)，IGBT導(dǎo)通卸荷電阻快速投入；當(dāng)直流側(cè)電壓小于允許值時(shí)，IGBT關(guān)斷卸荷電路退出運(yùn)行。直流卸荷電路的控制框圖如圖5所示。

(7)

(8)

網(wǎng)側(cè)無功控制策略[12]：正常并網(wǎng)時(shí)，機(jī)組無功電流的給定值為i1q=0，只向電網(wǎng)發(fā)出有功功率;當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器立即切換為靜止無功補(bǔ)償模式，向電網(wǎng)發(fā)出一定的無功，從而穩(wěn)定電網(wǎng)電壓，有助于風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越。具體工作原理為：電壓檢測電路實(shí)時(shí)檢測網(wǎng)側(cè)電壓幅值，當(dāng)檢測到電壓跌落到一定范圍時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器立即切換為無功支持模式，見圖6所示。

圖5 直流卸荷電路的控制

圖6 PMSG網(wǎng)側(cè)無功控制策略

SVC無功補(bǔ)償：由晶閘管投切的并聯(lián)電容器組TSC和晶閘管控制的并聯(lián)電抗器TSC組成。其中電容器組的電容器由晶閘管控制分組投入或切除，并聯(lián)電抗器通過晶閘管進(jìn)行平滑控制改變其電抗值。當(dāng)系統(tǒng)電壓發(fā)生變化時(shí)，通過測量接入點(diǎn)電壓與SVC運(yùn)行電壓進(jìn)行比較，計(jì)算出相應(yīng)參數(shù)，通過晶閘管控制投入或切除相應(yīng)數(shù)量的TSC，實(shí)現(xiàn)動(dòng)態(tài)調(diào)整SVC向系統(tǒng)注入的無功功率，從而控制SVC所連接母線的電壓。SVC結(jié)構(gòu)及控制見圖7所示。

圖7 靜態(tài)無功補(bǔ)償器SVC結(jié)構(gòu)及控制器

SVC輸出的無功功率為

(9)

式中，β為晶閘管的導(dǎo)通角，β=π-α，α為觸發(fā)角。

2.2 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的LVRT能力驗(yàn)證

基于低電壓穿越策略，如圖8在PSCAD中搭建了4臺(tái)單機(jī)容量為1.5 MW的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組(相關(guān)參數(shù)見表1)，主變壓器側(cè)無功補(bǔ)償容量為1.5 MVA，仿真驗(yàn)證風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越能力。仿真算例中，t=2.0 s時(shí)風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)電壓跌落至0.2 p.u.，電壓跌落持續(xù)時(shí)間為0.625 s，仿真結(jié)果如圖9所示。

圖8 直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)LVRT仿真模型表1 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組參數(shù)

額定容量/MW額定頻率/Hz額定風(fēng)速/(m·s-1)定子電阻/(p.u.)1.550120.005 876轉(zhuǎn)子電阻/(p.u.)定子電抗/(p.u.)轉(zhuǎn)子電抗/(p.u.)互感電抗/(p.u.)0.006 6130.9760.163 45.136

圖9 直驅(qū)機(jī)組低電壓穿越特性

仿真結(jié)果表明：發(fā)生電壓跌落時(shí)，直流母線電壓升高，在卸荷電路作用下，直流母線電壓未超限；跌落期間機(jī)組發(fā)出無功；在電壓跌落結(jié)束后，從電網(wǎng)吸收部分無功，隨后機(jī)組有功無功恢復(fù)到正常水平。所提策略滿足風(fēng)電并網(wǎng)規(guī)程對風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越要求，驗(yàn)證了直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組具備低電壓穿越能力[13]。

3 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的三相短路特性

基于上述仿真模型，仿真在t=2.0 s時(shí)風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)發(fā)生三相短路故障，故障持續(xù)時(shí)間為0.1 s，仿真結(jié)果如圖10所示。

圖10 三相短路特性

由仿真結(jié)果對比可知：直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組具備低電壓穿越能力后，其故障電壓特性和頻率特性無明顯變化，而其電流特性存在明顯變化且故障電流顯著增大。具備低電壓穿越能力的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組機(jī)端故障電流值約為額定電流的1.79倍，而不具備低電壓穿越能力的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組故障電流約為額定電流的1.5 倍[14]，故障電流大小相差0.29倍左右，這會(huì)影響以電流大小為動(dòng)作判據(jù)的保護(hù)動(dòng)作特性，下節(jié)將對此展開詳細(xì)分析。

4 影響機(jī)組三相短路故障特性的因素

從風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行、控制和并網(wǎng)角度出發(fā)，分析風(fēng)速、運(yùn)行方式、無功控制策略、無功補(bǔ)償、低電壓穿越策略等因素對機(jī)組三相短路故障特性的影響。仿真條件：在t=2.0 s時(shí)風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)發(fā)生三相短路故障，故障持續(xù)時(shí)間為0.1 s。

4.1 風(fēng)速變化

直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組分別在風(fēng)速為9 m/s、11 m/s和13 m/s下運(yùn)行，不同風(fēng)速下風(fēng)機(jī)出口短路電流及故障電流頻率如圖11所示。

圖11 不同風(fēng)速下的故障電流

由仿真結(jié)果可知，當(dāng)風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)發(fā)生三相短路故障時(shí)，運(yùn)行在不同風(fēng)速下的風(fēng)電機(jī)組出口短路電流大小一樣，且在故障期間運(yùn)行在不同風(fēng)速下的風(fēng)電機(jī)組故障電流頻率仍為工頻，不受故障前后風(fēng)速大小的影響。因此可知風(fēng)速對風(fēng)電機(jī)組故障電流幅值大小及頻率均無影響，只影響故障前機(jī)組電流的大小。

4.2 運(yùn)行方式

考慮到風(fēng)電出力、風(fēng)電投切機(jī)組數(shù)目及檢修停運(yùn)等因素造成風(fēng)電場運(yùn)行方式的多變，故在以下3個(gè)方式下仿真比較分析風(fēng)電場在不同運(yùn)行方式下的風(fēng)電機(jī)組三相短路電流特性，找出影響其故障電流特性的主要原因，仿真結(jié)果如圖12所示。

圖12 不同運(yùn)行方式下的故障電流

方式1：相同風(fēng)電機(jī)組數(shù)目下不同風(fēng)電出力；方式2：相同風(fēng)電出力下不同風(fēng)電機(jī)組數(shù)目；方式3：不同風(fēng)電機(jī)組數(shù)目下不同風(fēng)電出力。

當(dāng)風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)發(fā)生三相短路故障時(shí)，由圖12(a)可知，在相同風(fēng)電機(jī)組數(shù)目、不同風(fēng)電出力的方式下，風(fēng)電機(jī)組出口短路電流大小一樣；由圖12(b)可知，在相同風(fēng)電出力、不同風(fēng)電機(jī)組數(shù)目的方式下，短路電流隨著風(fēng)電投運(yùn)機(jī)組數(shù)目的增加而增加；由圖12(c)可知，在不同風(fēng)電機(jī)組數(shù)目、不同風(fēng)電出力的方式下，風(fēng)電機(jī)組數(shù)目不同短路電流大小也不一樣。綜上可知，在運(yùn)行方式的變化中影響短路電流特性的主導(dǎo)因素是風(fēng)電投運(yùn)機(jī)組數(shù)目，這與風(fēng)電場自身運(yùn)行及檢修方式有關(guān)，短路電流大小并不受風(fēng)電出力大小的變化而變化。

4.3 無功控制策略

直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組在額定風(fēng)速下運(yùn)行，仿真比較故障時(shí)風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器采用不同功率因數(shù)時(shí)的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組出口短路電流，仿真結(jié)果如圖13所示。

圖13 不同無功控制策略下的故障電流

由仿真結(jié)果可知，當(dāng)風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)發(fā)生三相短路故障時(shí)，運(yùn)行在不同功率因數(shù)下的風(fēng)電機(jī)組出口短路電流大小不一，短路電流大小隨著功率因數(shù)的降低而逐漸增大，對于風(fēng)電場整體而言其對故障電流的影響不容忽視。

4.4 無功補(bǔ)償

直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組在額定風(fēng)速下運(yùn)行，仿真比較風(fēng)電場無功補(bǔ)償容量分別為0 MVA、1.5 MVA、3 MVA時(shí)直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組出口短路電流，仿真結(jié)果如圖14所示。

圖14 不同無功補(bǔ)償容量下的故障電流

由仿真結(jié)果可知，風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)發(fā)生三相短路故障時(shí)，風(fēng)電場無功補(bǔ)償容量為0 MVA時(shí)，風(fēng)電機(jī)組短路電流最大值為0.156 kA；風(fēng)電場無功補(bǔ)償容量為1.5 MVA時(shí)，風(fēng)電機(jī)組短路電流最大值為0.16 kA；風(fēng)電場無功補(bǔ)償容量為3 MVA時(shí)，風(fēng)電機(jī)組短路電流最大值為0.166 kA。由此可知風(fēng)電機(jī)組短路電流隨著風(fēng)電場無功補(bǔ)償容量的增加而增加。對于風(fēng)電場整體而言其對故障電流的影響同樣不容忽視[15]。

4.5 低電壓穿越策略

直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組在額定風(fēng)速下運(yùn)行，仿真比較采取不同低電壓穿越策略下的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組出口短路電流，仿真結(jié)果如圖15所示。

圖15 不同低電壓穿越策略下的故障電流

策略1：風(fēng)電機(jī)組采用“直流卸荷電路+無功補(bǔ)償”策略。

策略2：風(fēng)電機(jī)組采用“直流卸荷電路+網(wǎng)側(cè)變流器發(fā)無功控制”策略。

策略3：風(fēng)電機(jī)組采用“直流卸荷電路+網(wǎng)側(cè)變流器發(fā)無功控制+無功補(bǔ)償”策略。

由仿真結(jié)果可知，風(fēng)電場升壓變壓器高壓側(cè)發(fā)生三相短路故障時(shí)，風(fēng)電機(jī)組采用不同的低電壓穿越控制策略，其提供的故障電流大小也不同。由此可知風(fēng)電機(jī)組采取的低電壓穿越策略也是影響風(fēng)電場短路電流特性的因素之一。

5 結(jié) 語

結(jié)合直驅(qū)機(jī)組結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，提出適合直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的LVRT策略——“直流卸荷電路保護(hù)+網(wǎng)側(cè)無功控制策略+SVC無功補(bǔ)償”。系統(tǒng)全面地分析了直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越特性及故障特性，研究表明直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組具備低電壓穿越能力前后，其故障電壓特性和頻率特性無明顯變化，而其故障電流特性存在差異且電流幅值明顯增大。分別從風(fēng)電場運(yùn)行風(fēng)速、機(jī)組無功控制策略、風(fēng)電場運(yùn)行方式、機(jī)組低電壓穿越策略、風(fēng)電場無功補(bǔ)償5個(gè)方面，研究了影響其三相短路故障特性的因素，并指出其三相短路故障特性主要受運(yùn)行方式、無功控制策略、LVRT策略以及無功補(bǔ)償?shù)纫蛩氐挠绊?。這對風(fēng)電場保護(hù)及涉網(wǎng)保護(hù)的整定產(chǎn)生一定的影響，同樣會(huì)對保護(hù)動(dòng)作特性產(chǎn)生影響，特別是會(huì)影響以電流為動(dòng)作判據(jù)的保護(hù)動(dòng)作特性。在風(fēng)電場保護(hù)整定分析中應(yīng)考慮上述影響，尤其是大規(guī)模接入的風(fēng)電基地。

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