米合麗班·阿不都哈力里，王維慶，王海云

(新疆大學(xué) 電氣工程學(xué)院 教育部可再生能源發(fā)電與并網(wǎng)控制工程技術(shù)研究中心, 烏魯木齊 830047)

0 引 言

日益嚴(yán)重的環(huán)境污染問(wèn)題不斷地提醒我們發(fā)展可再生能源的重要性。風(fēng)力發(fā)電是最具規(guī)模化開(kāi)發(fā)條件的可再生能源利用技術(shù)之一[1]。截至2016年底，我國(guó)風(fēng)電新增裝機(jī)容量2 337萬(wàn)kW, 占全球新增裝機(jī)容量的42.7% 。目前，我國(guó)東北、華北、西北等部分地區(qū)的風(fēng)能資源和煤炭資源存在能源就地消納不完的問(wèn)題，兩種能源均需要大規(guī)模集中接入、遠(yuǎn)距離輸送至東部和中部負(fù)荷中心。隨著直驅(qū)永磁風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)容量的不斷增大，研究直驅(qū)永磁風(fēng)電機(jī)組與火電機(jī)組打捆直流外送系統(tǒng)送端功角暫態(tài)穩(wěn)定性意義重大。

分析電力系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性的方法主要有時(shí)域仿真法和直接法[2-3]。風(fēng)火打捆并網(wǎng)方式對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定的影響主要體現(xiàn)在風(fēng)功率的波動(dòng)和不同發(fā)電機(jī)組的電源特性。文獻(xiàn)[3-4]針對(duì)雙饋風(fēng)機(jī)推出其等效模型，分析了雙饋風(fēng)機(jī)的接入對(duì)系統(tǒng)功角暫態(tài)穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)[5]定義了雙饋電機(jī)的功角快變特性，并分析了此特性和雙饋電機(jī)的機(jī)械轉(zhuǎn)動(dòng)慣量對(duì)“風(fēng)火打捆”系統(tǒng)火電機(jī)組功角暫態(tài)穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)[6]研究了風(fēng)電機(jī)組類型和輸出功率比例的不同對(duì)系統(tǒng)送端暫態(tài)穩(wěn)定性的影響,并得出結(jié)論為雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)與火電機(jī)組打捆系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性優(yōu)于其它類型風(fēng)力機(jī)。文獻(xiàn)[7]分析了雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的功率特性，研究了系統(tǒng)送端風(fēng)火互替對(duì)于系統(tǒng)功角穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)[8]將風(fēng)電場(chǎng)電磁功率與機(jī)械功率等值為同步發(fā)電機(jī)的機(jī)械功率的增量，通過(guò)EEAC(擴(kuò)展等面積法則)對(duì)其含風(fēng)電場(chǎng)的電力系統(tǒng)進(jìn)行了穩(wěn)定判斷，文獻(xiàn)[9]在此基礎(chǔ)上推導(dǎo)了系統(tǒng)功角加速度與風(fēng)電比例之間的關(guān)系，針對(duì)系統(tǒng)余下群為無(wú)窮大系統(tǒng)和非無(wú)窮大系統(tǒng)兩種情況進(jìn)行討論分析，總結(jié)出了風(fēng)電比例影響臨界群與余下群相對(duì)功角首擺穩(wěn)定性的規(guī)律。文獻(xiàn)[10]探討了風(fēng)電、火電和直流系統(tǒng)間的相互作用，分析了不同風(fēng)電比例和不同直流控制方式下系統(tǒng)的功角暫態(tài)穩(wěn)定特性。文獻(xiàn)[11]在最基本的風(fēng)火打捆交直流外送系統(tǒng)模型的基礎(chǔ)上，仔細(xì)探究了系統(tǒng)送端直流線路發(fā)生故障時(shí)的暫態(tài)穩(wěn)定性，分析了不同風(fēng)火配比、不同容量的換流器、不同直流控制方式對(duì)暫態(tài)穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)[12]建立了D-PMSG的完整模型和兩種等效模型，并比較不同模型的接入和不同控制方式對(duì)系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性的影響。

綜上所述，目前，風(fēng)火打捆外送系統(tǒng)功角暫態(tài)穩(wěn)定性的相關(guān)研究主要針對(duì)風(fēng)火配比，風(fēng)電、火電、直流系統(tǒng)間的相互作用等方面，且其模型為基于雙饋型風(fēng)電機(jī)組的風(fēng)火打捆外送系統(tǒng)模型，但是對(duì)基于直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的風(fēng)火打捆外送系統(tǒng)的功角暫態(tài)穩(wěn)定性研究很少。文章從這一點(diǎn)出發(fā)，以上述的研究思路為基礎(chǔ)，研究了基于直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)的風(fēng)火打捆直流外送系統(tǒng)的功角暫態(tài)穩(wěn)定性。

1 風(fēng)火打捆直流外送系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

1.1 風(fēng)火打捆直流外送系統(tǒng)

風(fēng)電并網(wǎng)后系統(tǒng)是否能夠保持在穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)與風(fēng)速相關(guān)，風(fēng)功率的隨機(jī)波動(dòng)會(huì)使系統(tǒng)偏離穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。盡管系統(tǒng)的安全穩(wěn)定的運(yùn)行能力可以通過(guò)適當(dāng)?shù)姆椒ňS持，可是還是不能夠從根本上解決。采用風(fēng)電與附近火電打捆經(jīng)特高壓直流外送的方式，不僅可以滿足可再生能源和大規(guī)模傳統(tǒng)能源外送的基本要求，而且可以保證特高壓直流輸電通道輸送功率的平穩(wěn)，有效提高直流系統(tǒng)的利用率[11]。

文中風(fēng)火打捆系統(tǒng)與受端交流電網(wǎng)經(jīng)HVDC系統(tǒng)相連，送端由火電廠和基于D-PMSG的風(fēng)電場(chǎng)構(gòu)成，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 風(fēng)火打捆直流外送系統(tǒng)

1.2 風(fēng)電機(jī)組模型

直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)模型由風(fēng)速模型、風(fēng)輪模型、發(fā)電機(jī)模型、逆變器、保護(hù)系統(tǒng)模型以及相應(yīng)的各控制器模型組成。該系統(tǒng)中風(fēng)力機(jī)與永磁同步發(fā)電機(jī)直接聯(lián)在軸系上，中間無(wú)齒輪箱，而永磁同步發(fā)電機(jī)通過(guò)全功率變換器和升壓變壓器并到網(wǎng)上。全功率變換器使風(fēng)電機(jī)組和電網(wǎng)二者頻率得到匹配的同時(shí)還可以使二者隔離，可以起到抑制或減小擾動(dòng)的作用。因?yàn)殡姍C(jī)與電網(wǎng)完全解耦，所以不是電機(jī)而是逆變器產(chǎn)生并入電網(wǎng)的無(wú)功功率。直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)模型如圖2所示。

圖2 直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)模型

1.3 直流系統(tǒng)模型

特高壓直流一次系統(tǒng)選用準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型，T 型等值電路模型表示直流線路及平波電抗器，代數(shù)方程表示直流換相過(guò)程、將代數(shù)方程與微分方程合并消元，可以得到式(1)所示的UHVDC數(shù)學(xué)模型：

(1)

式中Idr、Idi、Vc為狀態(tài)變量；Idr和Idi分別為整流側(cè)和逆變側(cè)直流電流；Vc為直流線路中點(diǎn)電壓；Rd為直流電阻；Cdc為直流線路對(duì)地等值電容；Udr和Udi分別為整流側(cè)和逆變側(cè)直流電壓；LdrΣ和LdiΣ分別為整流側(cè)和逆變側(cè)等效電感；Xr和Xi分別為整流側(cè)和逆變側(cè)的換流電抗；α和β分別為整流側(cè)觸發(fā)延遲角和逆變側(cè)觸發(fā)越前角。

2 D-PMSG功角特性

D-PMSG矢量圖如圖3所示。圖中，E與Us分別為等效內(nèi)電勢(shì)與機(jī)端電壓;δ為D-PMSG等效功角。如果輸入的機(jī)械功率增加，也就是說(shuō)功角增大，輸出的電功率隨著增大，當(dāng)δ=90°時(shí)電功率達(dá)到最大值。結(jié)合此功角特性，D-PMSG的功率輸出可寫(xiě)為：

(2)

圖3 D-PMSG矢量圖

D-PMSG輸出的有功功率與無(wú)功功率因中間的變頻器環(huán)節(jié)被解耦，正常運(yùn)行時(shí)功率因數(shù)為1，即無(wú)功功率為0。當(dāng)電力系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，D-PMSG機(jī)端電壓會(huì)跌落，有功功率和無(wú)功功率也會(huì)偏離其正常范圍。故障清除后，D-PMSG又快速恢復(fù)到恒功率因數(shù)運(yùn)行方式。

3 D-PMSG的接入與HVDC輸電方式對(duì)火電的影響

3.1 D-PMSG的接入對(duì)火電的影響

D-PMSG的接入使系統(tǒng)變?yōu)榘瑑煞N同步發(fā)電機(jī)的模式，一種是常規(guī)同步發(fā)電機(jī)，另一種是D-PMSG。但是D-PMSG因中間的全功率變頻器與電網(wǎng)隔離，與常規(guī)同步發(fā)電機(jī)不是同步運(yùn)行。因此風(fēng)火打捆系統(tǒng)送端功角穩(wěn)定性問(wèn)題轉(zhuǎn)變?yōu)榉治鯠-PMSG接入后常規(guī)火電機(jī)組的功角穩(wěn)定性問(wèn)題。假設(shè)不考慮風(fēng)電時(shí)系統(tǒng)失穩(wěn)模式為雙機(jī)模式，MS和MA分別為受擾嚴(yán)重群慣性時(shí)間常數(shù)和余下群慣性時(shí)間常數(shù)，δS和δA分別對(duì)應(yīng)其功角。兩機(jī)系統(tǒng)映射到單機(jī)無(wú)窮大系統(tǒng)后等值運(yùn)動(dòng)方程為：

δ=δS-δA

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

式中Pmi和Pmj分別為第i臺(tái)和第j臺(tái)同步發(fā)電機(jī)的機(jī)械功率；Pei和Pej為第i臺(tái)和第j臺(tái)同步發(fā)電機(jī)的電磁功率；Pm和Pe為單機(jī)無(wú)窮大系統(tǒng)等值機(jī)械功率和等值電磁功率；M與分別為等值慣性時(shí)間常數(shù)和等值功角加速度?？紤]風(fēng)電時(shí)，設(shè)定負(fù)荷與風(fēng)速不變，風(fēng)火打捆系統(tǒng)D-PMSG輸入的功率由S機(jī)群減機(jī)械功率來(lái)平衡。

(9)

(10)

式中 功率符號(hào)下標(biāo)1和0分別對(duì)應(yīng)于風(fēng)火打捆系統(tǒng)和純火電系統(tǒng)。整理式(7)～ 式(10)可得風(fēng)火打捆系統(tǒng)等值機(jī)械功率，即：

(11)

由上式可知，D-PMSG接入后風(fēng)火打捆系統(tǒng)的機(jī)械功率相對(duì)純火電系統(tǒng)的下降，使得穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)也下降。受擾前后，風(fēng)火打捆系統(tǒng)等值電磁功率與純火電系統(tǒng)的一致。在受擾期間，D-PMSG輸出較大的有功電流，但是因?yàn)槿β首冾l器的限流作用，其有功電流增大的幅度受限，使電磁功率曲線下降。比起等值機(jī)械功率，等值電磁功率的下降幅度較小，導(dǎo)致受擾期間風(fēng)火打捆系統(tǒng)等值加速功率△P1小于純火電系統(tǒng)等值加速功率△P0。由式(6)可知，受擾期間風(fēng)火打捆系統(tǒng)等值功角變化得也小，即：

δτ1-δB1<δτ0-δB0

(12)

式中 下標(biāo)B表示擾動(dòng)前，根據(jù)式(12)，又有δB1<δB0，可推出風(fēng)火打捆系統(tǒng)在擾動(dòng)消除時(shí)具有較小的功角，即δτ1<δτ0。

圖4 風(fēng)火打捆系統(tǒng)與純火電系統(tǒng)等值功角對(duì)比

圖4中，直線陰影部分表示純火電系統(tǒng)，斜線陰影部分表示風(fēng)火打捆系統(tǒng)?？梢?jiàn)，D-PMSG接入后風(fēng)火打捆系統(tǒng)的加速面積減小，減速面積增大，通過(guò)擴(kuò)展等面積準(zhǔn)則可判斷系統(tǒng)功角暫態(tài)穩(wěn)定性變好。

3.2 HVDC輸電方式對(duì)暫態(tài)穩(wěn)定的影響

系統(tǒng)受擾時(shí)，直流輸電線路輸送功率幾乎降為零，擾動(dòng)消除后功率恢復(fù)比較快。按直流線路的特性來(lái)分析，它對(duì)系統(tǒng)起阻尼的效果，使得系統(tǒng)等值機(jī)械功率下降，相對(duì)純交流輸電方式減速面積增大，有利于系統(tǒng)的暫態(tài)穩(wěn)定性。

4 仿真

在DIgSILENT/Power Factory仿真平臺(tái)中搭建風(fēng)火打捆經(jīng)超高壓直流外送系統(tǒng)仿真模型。送端風(fēng)電場(chǎng)由單機(jī)容量為1.5 MW的120臺(tái)D-PMSG組成，輸出的總有功功率為180 MW。常規(guī)火電廠設(shè)計(jì)輸出總有功功率為672 MW，由4臺(tái)單機(jī)容量210 MVA的火電機(jī)組構(gòu)成，其功率因數(shù)為0.8。

三相故障短路設(shè)置在風(fēng)火打捆高壓直流外送系統(tǒng)送端BUS1母線側(cè)，即在3 s時(shí)發(fā)生，0.2 s后故障切除，30 s后停止仿真。系統(tǒng)火電廠功角曲線如圖5所示。

圖5 三相短路情況下火電廠功角波動(dòng)

由圖5(a)可知，風(fēng)火打捆系統(tǒng)和純火電系統(tǒng)送端遭受到三相短路擾動(dòng)后，火電廠功角有明顯的波動(dòng)，其中風(fēng)火打捆系統(tǒng)火電廠功角最高達(dá)到105.3°，最低降至 -16.7°；把風(fēng)電場(chǎng)替換成等容量的火電廠后，系統(tǒng)變?yōu)榧兓痣娤到y(tǒng)，其功角最高達(dá)到107.9°，最低降至 -19°；故障清除后功角波動(dòng)逐漸變小，最終恢復(fù)到原來(lái)的穩(wěn)定狀態(tài)，可以看出，風(fēng)火打捆系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定狀態(tài)所耗的時(shí)間比純火電系統(tǒng)耗的短。由圖5(b)可知，當(dāng)風(fēng)火打捆系統(tǒng)經(jīng)交流輸電線路輸送電能時(shí)，火電廠功角最高達(dá)到135°，最低降至 -24.8°；可以看出，雖然交流輸電方式擾動(dòng)清除后也能恢到原來(lái)的穩(wěn)定狀態(tài)，但是受擾時(shí)功角波動(dòng)大于直流輸電方式，且恢復(fù)穩(wěn)定狀態(tài)所耗的時(shí)間也比直流輸電方式的長(zhǎng)。

5 結(jié)束語(yǔ)

探討了由直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)構(gòu)成的風(fēng)電場(chǎng)和附近火電廠打捆，經(jīng)直流線路外送系統(tǒng)的送端功角暫態(tài)穩(wěn)定性。通過(guò)理論與仿真分析系統(tǒng)送端側(cè)發(fā)生三相短路故障可以得出：(1)當(dāng)風(fēng)火打捆系統(tǒng)中D-PMSG輸入的功率由受擾嚴(yán)重群減機(jī)械功率來(lái)平衡的情況下，其功角暫態(tài)穩(wěn)定性比純火電系統(tǒng)的好；(2)風(fēng)火打捆系統(tǒng)經(jīng)直流線路輸送電能時(shí)的功角暫態(tài)穩(wěn)定性比經(jīng)交流線路輸送電能時(shí)的好。仿真結(jié)果與理論分析結(jié)果一致，可以說(shuō)由D-PMSG構(gòu)成的風(fēng)電場(chǎng)與附近火電廠打捆，經(jīng)直流線路外送的方案可以提高系統(tǒng)的功角暫態(tài)穩(wěn)定性。