朱 蒙, 李衛(wèi)星, 晁璞璞, 徐殿國(guó), 李語(yǔ)童

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)電氣工程及自動(dòng)化學(xué)院, 黑龍江省哈爾濱市 150001)

0 引言

開(kāi)發(fā)和利用以風(fēng)能為代表的新能源對(duì)社會(huì)經(jīng)濟(jì)發(fā)展、環(huán)境保護(hù)和應(yīng)對(duì)能源危機(jī)等具有重要意義。近年來(lái),風(fēng)電的開(kāi)發(fā)利用取得了快速發(fā)展,大規(guī)模風(fēng)電場(chǎng)通過(guò)直流輸電模式接入電網(wǎng)引起廣泛關(guān)注[1]?；谀K化多電平換流器的高壓直流(MMC-HVDC)輸電技術(shù)結(jié)合了電壓源換流(VSC)技術(shù)與脈沖調(diào)制技術(shù),具有模塊化程度高、波形質(zhì)量好、占地面積小等優(yōu)點(diǎn)[2-5],是大規(guī)模風(fēng)電并網(wǎng)的有效方式。迄今,MMC-HVDC輸電技術(shù)已在多項(xiàng)國(guó)外風(fēng)電工程中應(yīng)用,中國(guó)在南澳和舟山也采用了風(fēng)電場(chǎng)經(jīng)MMC-HVDC接入電網(wǎng)的方案[6]。

為了保證電網(wǎng)的安全可靠運(yùn)行,連接風(fēng)電場(chǎng)的直流輸電系統(tǒng)應(yīng)具備低電壓穿越(LVRT)能力?，F(xiàn)有的低電壓穿越方法按照原理不同可分為基于通信的快速降載法[7]、附加直流卸荷電路法[8]、升頻法[9]和降壓法[10]四類。其中,基于通信的降載策略會(huì)產(chǎn)生響應(yīng)延時(shí),通信故障時(shí)會(huì)降低系統(tǒng)可靠性。附加卸荷電路法對(duì)風(fēng)電場(chǎng)的機(jī)械和電氣系統(tǒng)影響最小,但需要額外配置開(kāi)關(guān)器件和卸荷電阻。文獻(xiàn)[9-10]采用對(duì)風(fēng)電場(chǎng)集電系統(tǒng)升頻或降壓的方式實(shí)現(xiàn)低電壓穿越,同時(shí)將直流電壓越限作為故障傳導(dǎo)信號(hào)而不依靠通信。由于實(shí)際中很難在短時(shí)間內(nèi)檢測(cè)頻率的快速偏移,導(dǎo)致升頻法響應(yīng)速率慢;而降低交流電壓盡管響應(yīng)速率快,但可能會(huì)引發(fā)保護(hù)動(dòng)作,影響風(fēng)電場(chǎng)穩(wěn)定運(yùn)行。

雙饋感應(yīng)發(fā)電機(jī)(DFIG)在面對(duì)電壓驟降時(shí),如不采取控制措施,會(huì)導(dǎo)致定、轉(zhuǎn)子繞組瞬時(shí)過(guò)電流,嚴(yán)重危及變流器和HVDC換流站的運(yùn)行安全。有關(guān)文獻(xiàn)已經(jīng)對(duì)此開(kāi)展了分析與設(shè)計(jì)工作,其中文獻(xiàn)[11]提到采用限制降壓速率的方案,通過(guò)對(duì)風(fēng)電機(jī)組去磁的方式來(lái)抑制定子過(guò)電流。文獻(xiàn)[12]采用相似的方案,但在降壓過(guò)程中通過(guò)對(duì)風(fēng)電場(chǎng)交流電壓注入附加直流分量來(lái)抑制風(fēng)電機(jī)組過(guò)流。上述方案的共同點(diǎn)是電網(wǎng)故障期間風(fēng)電場(chǎng)控制模式不變。按照新能源并網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn),電網(wǎng)故障后受端換流站采用無(wú)功優(yōu)先模式,其有功傳輸能力很小。因此,為了保證直流電壓不越限,必須利用送端換流站將風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)點(diǎn)電壓降至很低,這需要換流站控制系統(tǒng)快速響應(yīng)電壓的劇烈變化,對(duì)風(fēng)電場(chǎng)而言則相當(dāng)于人工設(shè)置了短路故障,極易導(dǎo)致風(fēng)電機(jī)組過(guò)流甚至失控,加重風(fēng)電場(chǎng)的電氣應(yīng)力,并可能危及送端換流站的安全運(yùn)行。

為解決風(fēng)電場(chǎng)因降壓深度過(guò)低導(dǎo)致的上述問(wèn)題,本文通過(guò)分析風(fēng)電場(chǎng)和換流站之間的動(dòng)作時(shí)序與耦合特性,解析了基于降壓控制的DFIG風(fēng)電場(chǎng)MMC-HVDC系統(tǒng)的低電壓穿越過(guò)程;設(shè)計(jì)了與降壓控制配合的風(fēng)電場(chǎng)輔助降載策略;利用PSCAD/EMTDC平臺(tái)搭建了相應(yīng)的仿真模型,驗(yàn)證了本文控制方法的有效性,并對(duì)比分析了控制器參數(shù)變化對(duì)風(fēng)電場(chǎng)及MMC-HVDC系統(tǒng)直流電壓動(dòng)態(tài)的影響。

1 風(fēng)電場(chǎng)MMC-HVDC系統(tǒng)的LVRT過(guò)程解析

連接風(fēng)電場(chǎng)的MMC-HVDC系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),兩端換流站均采用矢量電流控制,其中送端換流站(WFMMC)控制風(fēng)電場(chǎng)交流電壓的幅值和頻率,受端換流站(GSMMC)控制直流電壓和與電網(wǎng)交換的無(wú)功功率。電網(wǎng)故障時(shí),GSMMC向電網(wǎng)傳輸?shù)挠泄ρ杆俳档?兩端換流站功率不平衡將導(dǎo)致直流電壓上升。為了防止直流過(guò)壓,WFMMC啟動(dòng)降壓控制,快速降低風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)點(diǎn)的交流電壓,實(shí)現(xiàn)風(fēng)電場(chǎng)快速降載,保證系統(tǒng)安全運(yùn)行。

圖1 連接風(fēng)電場(chǎng)的MMC-HVDC系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of wind farms connected MMC-HVDC system

為了設(shè)計(jì)合適的降壓降載策略以提升系統(tǒng)的低電壓穿越能力,本節(jié)按照故障期間直流電壓及有功功率的變化,將LVRT過(guò)程分為4個(gè)階段,對(duì)基于降壓控制的風(fēng)電場(chǎng)MMC-HVDC系統(tǒng)在電網(wǎng)故障期間的動(dòng)態(tài)過(guò)程進(jìn)行了解析?，F(xiàn)結(jié)合圖2對(duì)各階段的交直流電壓及有功功率的變化情況進(jìn)行詳細(xì)分析。

1)直流電壓上升階段1(t1～t3)

如圖2(a),(b)和(d)所示,t1時(shí)刻電網(wǎng)發(fā)生三相短路故障,并網(wǎng)點(diǎn)電壓VPCC迅速跌落,GSMMC傳輸至電網(wǎng)的有功功率PG迅速降低至故障期間的運(yùn)行功率PF,而 WFMMC吸收的風(fēng)電場(chǎng)有功功率PW不變,兩端功率不平衡將導(dǎo)致直流電壓迅速上升。t1～t2時(shí)段,直流電壓Vdc低于降壓動(dòng)作閾值Vdcthr,風(fēng)電場(chǎng)電壓不變。t2時(shí)刻,Vdc達(dá)到閾值Vdcthr,WFMMC降壓控制啟動(dòng)。由圖2(c)所示,在t2～t3時(shí)段,直流電壓繼續(xù)上升,WFMMC交流電壓VWF降低,但高于風(fēng)電場(chǎng)穩(wěn)態(tài)電壓波動(dòng)的最低閾值VWFthF,因此風(fēng)電場(chǎng)運(yùn)行模式不變。

設(shè)Ceq為MMC換流站的直流等效電容。由圖2(d)可知,若不考慮直流線路損耗和GSMMC有功降落的延時(shí),可以得到此階段持續(xù)的時(shí)間近似為:

(1)

式中:VdcV為t3時(shí)刻的直流電壓;VdcN為額定直流電壓;PS為故障前GSMMC的運(yùn)行功率。

圖2 低電壓穿越期間交直流電壓和有功響應(yīng)曲線Fig.2 AC and DC voltages and active power response curves during LVRT

由式(1)可知,階段1的持續(xù)時(shí)間與VdcV正相關(guān),與t1時(shí)刻的有功不平衡度反相關(guān)。因此故障嚴(yán)重程度越高,階段1的持續(xù)時(shí)間越短。而由圖2(b)和(c)可知,VdcV與VWFthF反相關(guān),即風(fēng)電場(chǎng)模式切換閾值VWFthF越大,對(duì)應(yīng)的VdcV越小,直流等效電容可以留有更多的電壓裕度吸收降壓過(guò)程中的不平衡功率。

2)直流電壓上升階段2(t3～t4)

t3時(shí)刻,WFMMC的交流電壓降低至閾值VWFthF,此時(shí)風(fēng)電場(chǎng)轉(zhuǎn)入低電壓穿越模式,其有功功率PW開(kāi)始降低。至t4時(shí)刻,PW與PG達(dá)到平衡,即PW=PF,直流電壓Vdc升至最大值Vdcmax,WFMMC交流電壓降至最低值Vmin。在此過(guò)程中,為了確保換流站設(shè)備安全運(yùn)行,必須保證風(fēng)電場(chǎng)注入WFMMC的電流不過(guò)流,風(fēng)電機(jī)組始終處在可控狀態(tài)。

3)直流電壓保持階段(t4～t5)

此階段兩端換流站的有功功率保持平衡,WFMMC的直流電壓和交流電壓均保持不變。

4)直流電壓降落階段(t5～t9)

t5時(shí)刻,VPCC>VPCCthF(VPCCthF為并網(wǎng)點(diǎn)電壓閾值),即認(rèn)為故障已清除,為防止有功突變對(duì)電網(wǎng)的沖擊,GSMMC注入電網(wǎng)的有功PG以速率kG上升,Vdc回落,VWF上升;t6時(shí)刻,風(fēng)電場(chǎng)檢測(cè)到故障清除,為釋放直流等效電容存儲(chǔ)的能量,風(fēng)電場(chǎng)有功PW以PF作為初始值,按照速率kW上升。PG和PW分別在t8和t9時(shí)刻到達(dá)穩(wěn)態(tài)值,此過(guò)程中kG和kW的表達(dá)式分別為:

(2)

兩端換流站有功恢復(fù)平衡后,直流電壓Vdc回到VdcN附近,LVRT過(guò)程結(jié)束。

由圖2(b)和(d)可知,此階段注入直流電容的功率為PW-PG,由能量守恒原理可以得到:

(3)

結(jié)合式(2)和式(3),可以得到kG和kW的關(guān)系為:

(4)

在故障清除后的功率恢復(fù)階段,GSMMC的有功恢復(fù)速率kG按照并網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)預(yù)先設(shè)置,而由式(4)計(jì)算得到的風(fēng)電場(chǎng)有功響應(yīng)速率kW可以確保故障期間直流等效電容存儲(chǔ)的多余能量被合理釋放,從而改善MMC-HVDC系統(tǒng)直流電壓的動(dòng)態(tài)恢復(fù)特性,保證MMC換流站和風(fēng)電場(chǎng)可以由LVRT模式平滑地切換至穩(wěn)態(tài)運(yùn)行模式。

2 降壓降載協(xié)調(diào)控制策略

2.1 控制系統(tǒng)總體框架

結(jié)合上節(jié)對(duì)LVRT過(guò)程的解析,本節(jié)設(shè)計(jì)了如圖3所示的降壓降載協(xié)調(diào)控制策略。電網(wǎng)故障發(fā)生時(shí),按照新能源并網(wǎng)導(dǎo)則,GSMMC切換至無(wú)功優(yōu)先模式以支持電網(wǎng)電壓[13];直流電壓Vdc高于閾值Vdcthr時(shí),WFMMC啟動(dòng)降壓控制降低風(fēng)電場(chǎng)交流電壓VWF;VWF

故障清除后,GSMMC轉(zhuǎn)入有功恢復(fù)模式,待PG=PS且Vdc=VdcN時(shí),GSMMC切換回直流電壓控制模式;風(fēng)電場(chǎng)檢測(cè)到VWF上升(相鄰采樣周期內(nèi)ΔVWF大于所設(shè)閾值)后,其運(yùn)行狀態(tài)也轉(zhuǎn)入有功恢復(fù)模式,待PW=PS時(shí),風(fēng)電場(chǎng)切換回穩(wěn)態(tài)運(yùn)行模式。

圖3 控制系統(tǒng)框架Fig.3 Control system framework

2.2 WFMMC的降壓控制策略

WFMMC的降壓控制策略如圖4所示,降壓深度通過(guò)直流電壓升高的程度確定,從而提高了降壓可控性。此時(shí)降壓速率不僅取決于WFMMC電壓控制器的響應(yīng)速度,還受直流電壓變化速率的制約。

圖4 WFMMC降壓控制器Fig.4 Voltage drop controller of WFMMC

由圖4可計(jì)算降壓控制的參考值[14]:

VWFref=Vdref-KFRT(Vdc-Vdcthr)

(5)

式中：Vdref為WFMMC電壓控制器的d軸電壓參考值,KFRT為比例系數(shù)。

風(fēng)電場(chǎng)穩(wěn)態(tài)額定功率運(yùn)行時(shí),如果采用傳統(tǒng)的降壓方案,則在VWFVdcV時(shí),風(fēng)電場(chǎng)將運(yùn)行在限流模式,其有功PW與交流電壓VWF近似呈線性關(guān)系。電網(wǎng)電壓嚴(yán)重跌落時(shí),GSMMC轉(zhuǎn)入無(wú)功優(yōu)先模式,PG接近為0,為保證直流電壓不越限,必須將VWF降得很低[14]。但DFIG過(guò)流程度一般與降壓深度和降壓速率成正比,即使采用文獻(xiàn)[11-12]的方案,如此快速劇烈的電壓波動(dòng)也很難保證風(fēng)電機(jī)組不過(guò)流。由于換流閥對(duì)過(guò)流的承受能力很低,因此極易導(dǎo)致MMC過(guò)流保護(hù)動(dòng)作,嚴(yán)重影響直流系統(tǒng)安全運(yùn)行。

為防止由于降壓深度過(guò)低導(dǎo)致的上述問(wèn)題,KFRT的取值可按式(6)設(shè)計(jì):

(6)

式中:Vminlim為最低降壓限值;Vdcmaxlim為MMC直流電壓最大限值。

合理選取Vminlim的值,可以抑制風(fēng)電機(jī)組過(guò)流。但風(fēng)電場(chǎng)大功率運(yùn)行時(shí),如果不改變風(fēng)電場(chǎng)的控制策略,直流系統(tǒng)的電壓很可能越限。因此,需要設(shè)計(jì)與圖4相配合的風(fēng)電場(chǎng)降載控制方案。

2.3 風(fēng)電場(chǎng)輔助降載控制策略

本節(jié)設(shè)計(jì)了圖5所示的風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子有功電流控制特性曲線,輔助圖4的降壓方案實(shí)現(xiàn)風(fēng)電場(chǎng)降載,這樣在任何工況均不必將風(fēng)電場(chǎng)電壓降低至0,不僅克服了風(fēng)電機(jī)組的過(guò)流問(wèn)題,而且可以提升直流系統(tǒng)的安全運(yùn)行能力。

采用基于電網(wǎng)電壓d軸定向的矢量控制策略時(shí),控制轉(zhuǎn)子電流d軸分量即可以控制DFIG的有功功率,因此在圖5中,轉(zhuǎn)子d軸電流參考值irdref即代表風(fēng)電機(jī)組有功電流參考值,irdS為轉(zhuǎn)子d軸電流的穩(wěn)態(tài)值。

圖5 用于輔助降載的風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子電流控制特性曲線Fig.5 Rotor current control characteristic curve for auxiliary power reduction

如圖5所示,在降壓過(guò)程中可以將風(fēng)電場(chǎng)的控制分為恒功率控制區(qū)和輔助降載區(qū),各區(qū)域的控制策略分述如下。

1)恒功率控制區(qū)。對(duì)應(yīng)t

(7)

式中:PWref為風(fēng)電機(jī)組有功功率參考值;kp和ki為功率外環(huán)的PI參數(shù);VWFN為送端系統(tǒng)額定交流電壓;s為復(fù)頻率。

VWF

2)輔助降載區(qū)。轉(zhuǎn)子d軸電流參考值irdref的表達(dá)式設(shè)計(jì)為:

(8)

式中:轉(zhuǎn)子電流穩(wěn)態(tài)值irdS即為降壓控制動(dòng)作前的轉(zhuǎn)子d軸電流,對(duì)應(yīng)風(fēng)電機(jī)組穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的有功功率PS。n可以取n>0的任意值。Vminlim不變時(shí),n變化對(duì)應(yīng)風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子電流控制特性曲線的變化(如圖5的虛線所示)。n>1時(shí)曲線向右凹陷,對(duì)應(yīng)相同的VWF,n越大,irdref的值越小,表明降載速率越快;反之,則說(shuō)明降載速率越慢。

以n=1為例,irdref與VWF呈線性關(guān)系,如圖5中的實(shí)線所示,對(duì)應(yīng)的PW參考值的表達(dá)式為:

(9)

式中:Lm為定、轉(zhuǎn)子同軸等效繞組間的互感;Ls為定子等效兩相繞組自感;ωr為風(fēng)電機(jī)組的轉(zhuǎn)速。

由式(9)可知,VWF=Vminlim時(shí),有PW=0。引入輔助降載控制后,在實(shí)現(xiàn)快速降載的同時(shí)可以限制風(fēng)電場(chǎng)的最大降壓深度,從而抑制風(fēng)電機(jī)組暫態(tài)過(guò)電流。

由圖5和式(9)可知,Vminlim越大,輔助降載區(qū)的范圍越小,這會(huì)降低風(fēng)電場(chǎng)功率調(diào)節(jié)裕度。當(dāng)Vminlim=VWFthF時(shí),若電網(wǎng)電壓因輕度跌落導(dǎo)致Vdc>VdcV,則降壓控制器動(dòng)作,PW=0,而此時(shí)PG

3 仿真分析

3.1 降壓降載協(xié)調(diào)控制策略的有效性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所設(shè)計(jì)協(xié)調(diào)控制策略的有效性,在PSCAD/EMTDC平臺(tái)搭建了圖1所示的仿真模型,模型參數(shù)見(jiàn)附錄A表A1。仿真中MMC為半橋結(jié)構(gòu),風(fēng)電場(chǎng)采用單機(jī)聚合模型[15]。仿真時(shí)考慮四種工況:風(fēng)電場(chǎng)穩(wěn)態(tài)100%,80%,60%和30%額定功率運(yùn)行,t=15 s時(shí)在PCC設(shè)置三相短路故障,持續(xù)時(shí)間為0.15 s,殘壓為0。相應(yīng)的仿真結(jié)果如附錄A圖A1所示。

僅以系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)額定功率運(yùn)行(PG=1)為例,對(duì)仿真結(jié)果做分析說(shuō)明。如附錄A圖A1(a)至(c)所示,t=15 s時(shí)PCC電壓跌落至0,GSMMC切換至無(wú)功優(yōu)先模式,有功PG迅速降至0,此時(shí)直流電壓Vdc上升;t=15.014 s時(shí)直流電壓上升至1.03(標(biāo)幺值),此時(shí)WFMMC的降壓控制器動(dòng)作,附錄A圖A1(d)中的風(fēng)電場(chǎng)交流電壓開(kāi)始降低,但在VWF>0.95(標(biāo)幺值)期間,風(fēng)電場(chǎng)為恒功率控制模式,因此交流電壓降低會(huì)導(dǎo)致電流上升,如圖A1(e)所示;t=15.018 s時(shí)風(fēng)電場(chǎng)注入電流升至1.115(標(biāo)幺值),WFMMC的過(guò)電流保護(hù)不會(huì)動(dòng)作。VWF<0.95(標(biāo)幺值)后,風(fēng)電場(chǎng)有功隨電壓降低而降低,t=15.03 s時(shí),風(fēng)電場(chǎng)交流電壓降至0.5(標(biāo)幺值)左右,由于控制器存在延時(shí),其有功在t=15.042 s時(shí)降低至0,此時(shí)MMC直流電壓達(dá)到最大值,但始終低于1.1(標(biāo)幺值),過(guò)壓保護(hù)不動(dòng)作。

t=15.15 s時(shí)故障清除,PCC電壓迅速回到額定值,GSMMC向電網(wǎng)注入的有功以每秒上升4(標(biāo)幺值)的速率上升,直流電壓Vdc開(kāi)始降低;風(fēng)電場(chǎng)檢測(cè)到WFMMC的交流電壓上升后,其有功按照相應(yīng)的速率上升,在t=15.4 s時(shí)直流系統(tǒng)的電壓及兩端換流站的有功恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)值。附錄A圖A1還展示了風(fēng)電場(chǎng)不同功率運(yùn)行時(shí)的系統(tǒng)LVRT特性。附錄A圖A1(b)至(f)表明,隨著風(fēng)電場(chǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行功率變小,MMC直流電壓及風(fēng)電場(chǎng)輸出電流的最大值降低,更易實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。

由附錄A圖A1(g)可知,為了防止與WFMMC交流電壓控制器產(chǎn)生沖突,同時(shí)保證降壓控制的有效性,風(fēng)電場(chǎng)并不向直流系統(tǒng)注入無(wú)功功率。附錄A圖A1(h)至(j)表明,對(duì)同一故障工況,風(fēng)電場(chǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行功率越大,降壓期間轉(zhuǎn)子電流的波動(dòng)越大,轉(zhuǎn)速上升越高。但由于輔助降載控制的作用,一方面風(fēng)電場(chǎng)的最大降壓深度被有效限制,另一方面降壓期間轉(zhuǎn)子電流d軸分量隨風(fēng)電場(chǎng)交流電壓降低而降低,而由于風(fēng)電場(chǎng)并不向直流系統(tǒng)注入無(wú)功,轉(zhuǎn)子電流q軸分量會(huì)隨交流電壓降低而降低,因此轉(zhuǎn)子電流的最大值會(huì)始終低于Crowbar的動(dòng)作閾值,風(fēng)電機(jī)組的Crowbar不會(huì)動(dòng)作,提升了風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越能力。

3.2 最大降壓深度對(duì)系統(tǒng)LVRT動(dòng)態(tài)的影響

附錄A圖A2對(duì)比了最大降壓深度Vminlim變化對(duì)風(fēng)電場(chǎng)及換流站直流電壓動(dòng)態(tài)的影響。由附錄A圖A2(c)至(e)可以看到,Vminlim越小,直流電壓上升得越高,風(fēng)電場(chǎng)注入WFMMC的暫態(tài)電流沖擊會(huì)越大,且由于降壓深度過(guò)低,風(fēng)電場(chǎng)暫態(tài)電流中產(chǎn)生了更高的直流分量,導(dǎo)致電流幅值的暫態(tài)波動(dòng)更大,衰減時(shí)間更長(zhǎng)。附錄A圖A2(e)表明,Vminlim變小會(huì)導(dǎo)致風(fēng)電場(chǎng)降載效果不佳,Vminlim=0.2(標(biāo)幺值)時(shí),受暫態(tài)電流幅值中振蕩分量的影響,風(fēng)電場(chǎng)功率PW不能完全降低至0,所以直流系統(tǒng)電壓上升得更高。附錄A圖A2(h)和(i)表明,Vminlim越小,則轉(zhuǎn)子電流波動(dòng)越大,變流器的電氣應(yīng)力越大。因此,為了保證直流系統(tǒng)在LVRT過(guò)程中能夠安全運(yùn)行,不宜將Vminlim設(shè)置過(guò)小。

3.3 降載速率對(duì)系統(tǒng)LVRT動(dòng)態(tài)的影響

由2.2節(jié)可知,參數(shù)n的變化會(huì)直接影響降載速率。附錄A圖A3對(duì)比了n變化對(duì)風(fēng)電場(chǎng)及換流站直流電壓動(dòng)態(tài)的影響。由附錄A圖A3(c)至(f)可知,n變大會(huì)提升風(fēng)電場(chǎng)的降載速率,直流電壓最大值也更低,有利于換流站的安全運(yùn)行。同時(shí)附錄A圖A3(h)至(i)表明,n變大會(huì)導(dǎo)致轉(zhuǎn)子電流波動(dòng)更顯著,這是由于更快的功率降低速率所導(dǎo)致。

4 結(jié)語(yǔ)

本文解析了風(fēng)電場(chǎng)MMC-HVDC系統(tǒng)的低電壓穿越過(guò)程,設(shè)計(jì)了DFIG風(fēng)電場(chǎng)的輔助降載策略,通過(guò)對(duì)控制器引入附加轉(zhuǎn)子電流控制,解決了風(fēng)電機(jī)組由于降壓深度過(guò)低產(chǎn)生的暫態(tài)過(guò)流問(wèn)題。通過(guò)改變最大降壓深度,顯著抑制了風(fēng)電場(chǎng)暫態(tài)電流中的直流分量,風(fēng)電機(jī)組Crowbar及WFMMC的過(guò)流、過(guò)壓保護(hù)均不會(huì)動(dòng)作,系統(tǒng)在故障全過(guò)程都處于可控狀態(tài),提升了風(fēng)電場(chǎng)MMC-HVDC系統(tǒng)運(yùn)行的安全性。未來(lái)將針對(duì)不同電網(wǎng)電壓跌落深度和送端系統(tǒng)故障,對(duì)風(fēng)電場(chǎng)和直流系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性及相應(yīng)控制策略開(kāi)展深入研究。

附錄見(jiàn)本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。