秦 爽，李忠憓，岳 涵，夏德明

(國(guó)家電網(wǎng)有限公司東北分部，遼寧 沈陽(yáng) 110181)

近年來(lái)，我國(guó)能源結(jié)構(gòu)發(fā)生了深刻變革。2020年底風(fēng)電、光伏已成為國(guó)家電網(wǎng)有限公司第二、三大電源，預(yù)計(jì)2050年新能源發(fā)電量占比將達(dá)60%左右[1]。風(fēng)電通過(guò)電力電子變流器并網(wǎng)的電源正顯著改變著電力系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)行為，其激發(fā)出的振蕩曾引發(fā)數(shù)百公里外的火電機(jī)組無(wú)序跳閘[2]。

傳統(tǒng)的控制手段無(wú)法有效應(yīng)對(duì)這類(lèi)新型振蕩。一方面，當(dāng)前的阻尼控制技術(shù)側(cè)重于解決特定場(chǎng)景下特定振蕩模式的穩(wěn)定問(wèn)題，難以適用于多設(shè)備多控制環(huán)節(jié)強(qiáng)交互、頻率多模態(tài)漂移且廣域擴(kuò)散的寬頻帶振蕩場(chǎng)景[3-4]。另一方面，高比例電力電子電力系統(tǒng)高效精確建模及仿真技術(shù)面臨著難以克服的等值難題和維數(shù)災(zāi)難問(wèn)題[5-6]，控制算法計(jì)算難度大。實(shí)際電力系統(tǒng)中成千上萬(wàn)臺(tái)風(fēng)機(jī)經(jīng)不同的變流器、風(fēng)力機(jī)變壓器、饋線和主變壓器并入系統(tǒng)，并且風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)配置有多種類(lèi)型的動(dòng)態(tài)無(wú)功補(bǔ)償裝置。而現(xiàn)有研究通常基于單一或有限個(gè)不同型號(hào)的變流器及場(chǎng)站無(wú)功補(bǔ)償裝置進(jìn)行等值建模，因此得出的次同步振蕩機(jī)理只能用作定性分析，提出的抑制措施在實(shí)際應(yīng)用中也具有一定局限性[7-9]。

本文首先給出了振蕩源的識(shí)別方法，分析了次/超同步振蕩期間風(fēng)電場(chǎng)的阻抗特性，然后提出了優(yōu)先切除振蕩源的高效切機(jī)策略。最后，以新疆哈密、景峽南及河北沽源風(fēng)電場(chǎng)景的實(shí)例和仿真驗(yàn)證了所提策略的有效性及適應(yīng)性[10-12]。

1 基于阻抗特性的次/超同步振蕩風(fēng)電場(chǎng)振蕩源識(shí)別及切機(jī)策略

1.1 振蕩源識(shí)別方法

由式(1)、式(2)可知，電網(wǎng)激勵(lì)源頻率發(fā)生變化時(shí)，感性元件感抗和容性元件容抗絕對(duì)值也會(huì)隨之發(fā)生變化，且二者趨勢(shì)相反。因此，將電網(wǎng)等效為有源RLC串聯(lián)電路，一定存在頻率f0，使得系統(tǒng)總電抗為零，如式(3)、式(4)所示。若此時(shí)電網(wǎng)總電阻接近零或?yàn)樨?fù)值，且f0互補(bǔ)于火電機(jī)組軸系自然扭振頻率，則會(huì)引發(fā)次同步振蕩[13]，f0即為次同步振蕩頻率。

XL=2πfLt

(1)

(2)

XL(f0)+XC(f0)=0

(3)

(4)

式中：f為電網(wǎng)激勵(lì)源頻率；XL和XC為電網(wǎng)感性元件總感抗和容性元件總?cè)菘梗籐t和Ct為電網(wǎng)感性元件總電感和容性元件總電容。

根據(jù)以上分析，振蕩源識(shí)別方法是：一般情況下，電網(wǎng)總電阻為正值，對(duì)于不含串補(bǔ)的電網(wǎng)，發(fā)生振蕩的必要條件是有呈負(fù)電阻、容性的元件，即風(fēng)電場(chǎng)阻抗角滿足式(5)；同理，對(duì)于含串補(bǔ)的電網(wǎng)，發(fā)生振蕩的必要條件是有呈負(fù)電阻、感性的元件，即風(fēng)電場(chǎng)阻抗角滿足式(6)。定義呈上述特性的風(fēng)電場(chǎng)為振蕩源。

180°≤φnc≤270°

(5)

90°≤φsc≤180°

(6)

式中：φnc為不含串補(bǔ)電網(wǎng)風(fēng)電場(chǎng)振蕩源阻抗角；φsc為含串補(bǔ)電網(wǎng)風(fēng)電場(chǎng)振蕩源阻抗角。

特殊的是當(dāng)振蕩源呈負(fù)電阻、容性時(shí)，除次同步振蕩外，在額定頻率為50 Hz的電網(wǎng)中，還會(huì)引發(fā)頻率為100-f0超同步振蕩[14]。

1.2 風(fēng)機(jī)阻抗特性分析

由于風(fēng)電群甚至單一風(fēng)電機(jī)組建模較為復(fù)雜，本文參考文獻(xiàn)[15]采用電路結(jié)構(gòu)較為簡(jiǎn)單的文氏橋正弦波發(fā)生器來(lái)分析次/超同步振蕩下風(fēng)機(jī)阻抗特性，以證明振蕩源識(shí)別方法的正確性。文氏橋正弦波發(fā)生器及其等值電路如圖1所示。

(a)文氏橋正弦波發(fā)生器(b)等值電路圖1 文氏橋正弦波發(fā)生器及其等值電路

圖1(a)所示的文氏橋正弦波發(fā)生器包含阻容式選頻電路和前饋放大電路。其中，RC串聯(lián)支路和RC并聯(lián)支路串聯(lián)構(gòu)成選頻電路，固定電阻Ra、可調(diào)電阻Rb、反向并聯(lián)二極管D1和D2構(gòu)成前饋放大電路。前饋放大電路放大倍數(shù)可由式(7)、式(8)求得。

(7)

(8)

式中：ui和uo分別為文氏橋正弦波發(fā)生器的輸入電壓和輸出電壓；Ra和Rb分別為前饋放大電路的固定電阻和可調(diào)電阻；A為前饋放大電路放大倍數(shù)。

Z1(ω0)+Z2(ω0)=0

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

文氏橋電路的阻抗Z可由式(14)、式(15)求得。

(14)

Z=Z1+Z2+Z3=

(15)

式中：Z為文氏橋電路總阻抗。

文氏橋電路總阻抗Z的頻率特性如圖2所示，當(dāng)Z的電抗部分為零時(shí)，若A<3，電路呈正阻性，不會(huì)啟振；若A≥3，電阻接近零或?yàn)樨?fù)值，呈現(xiàn)等幅或增幅振蕩。

圖2 文氏橋正弦波發(fā)生器阻抗Z頻率特性

1.3 次/超同步振蕩風(fēng)電場(chǎng)切機(jī)策略

基于振蕩源阻抗特性，提出以下次/超同步振蕩風(fēng)電場(chǎng)切機(jī)策略。

a.對(duì)于經(jīng)串補(bǔ)送出的風(fēng)電場(chǎng)，優(yōu)先切除次同步阻抗角90°≤φsc≤180°范圍內(nèi)風(fēng)電場(chǎng)進(jìn)線；

b.對(duì)于未含串補(bǔ)的電網(wǎng)，優(yōu)先切除次/超同步阻抗角180°≤φnc≤270°范圍內(nèi)風(fēng)電場(chǎng)進(jìn)線。

2 策略驗(yàn)證

2.1 直驅(qū)風(fēng)機(jī)接入弱電網(wǎng)場(chǎng)景實(shí)例驗(yàn)證

新疆哈密地區(qū)風(fēng)電群為直驅(qū)風(fēng)機(jī)接入弱電網(wǎng)場(chǎng)景，總規(guī)模約3750 MW，直驅(qū)機(jī)型和雙饋機(jī)型分別占比71%和29%。風(fēng)機(jī)經(jīng)35 kV或110 kV饋線接入220 kV風(fēng)電匯集站，匯集站又經(jīng)數(shù)十甚至上百公里線路接入500 kV三塘湖變電站，如圖3所示。

圖3 新疆哈密地區(qū)風(fēng)電群匯入三塘湖變接線圖

自2015年以來(lái)，哈密地區(qū)風(fēng)電初具規(guī)模后，共計(jì)發(fā)生次/超同步振蕩事件千余次。振蕩分量甚至傳導(dǎo)到300 km以外，引起3臺(tái)660 MW火電機(jī)組因軸系扭振保護(hù)動(dòng)作跳閘。對(duì)歷史次/超同步振蕩事故的相關(guān)風(fēng)電場(chǎng)進(jìn)行阻抗分析，直驅(qū)風(fēng)機(jī)次/超同步振蕩阻抗角180°～360°，呈容性，如表1所示。因此，阻抗特性為負(fù)電阻、容性的直驅(qū)風(fēng)機(jī)是接入弱電網(wǎng)場(chǎng)景下激發(fā)振蕩的源頭。

表1 哈密地區(qū)次/超同步振蕩頻率及風(fēng)機(jī)阻抗特性

2.2 雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)串補(bǔ)線路接入電網(wǎng)場(chǎng)景仿真驗(yàn)證

河北沽源風(fēng)電基地為雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)串補(bǔ)線路接入電網(wǎng)場(chǎng)景，總?cè)萘考s3420 MW，雙饋、直驅(qū)、鼠籠機(jī)型占比分別為83%、15%、2%?；?4座風(fēng)電場(chǎng)以輻射狀接入500 kV沽源變電站，再通過(guò)2條同塔雙回串補(bǔ)線路送出，補(bǔ)償度分別為40%和45%，如圖4所示。在PSCAD/EMTDC中搭建沽源風(fēng)電基地并網(wǎng)模型，其中，華北主網(wǎng)和內(nèi)蒙古電網(wǎng)用等效阻抗代替，以初始阻抗值±1%范圍的變化模擬電網(wǎng)運(yùn)行狀態(tài)。

圖4 沽源風(fēng)電場(chǎng)結(jié)構(gòu)

仿真通過(guò)風(fēng)速調(diào)整誘發(fā)次同步振蕩，t=1 s時(shí)，所有雙饋風(fēng)電場(chǎng)風(fēng)速由7.0 m/s勻速下降；t=2 s時(shí)，風(fēng)速降至5.4 m/s并保持；t=11 s時(shí)，所有風(fēng)電場(chǎng)功率開(kāi)始振蕩。風(fēng)速為5.4 m/s時(shí),各風(fēng)電場(chǎng)次同步頻率阻抗如圖5所示，由仿真結(jié)果可知，大部分雙饋機(jī)型風(fēng)電場(chǎng)呈負(fù)電阻性，直驅(qū)機(jī)型風(fēng)電場(chǎng)則呈正電阻性。因此，阻抗特性為負(fù)電阻、感性的雙饋風(fēng)機(jī)為經(jīng)串補(bǔ)線路接入電網(wǎng)場(chǎng)景下激發(fā)振蕩的源頭。

圖5 風(fēng)速為5.4 m/s時(shí)各風(fēng)電場(chǎng)復(fù)阻抗圖

按以下2種切除方式進(jìn)行對(duì)比。

a.優(yōu)先切除次同步阻抗角90°≤φsc≤180°范圍內(nèi)的風(fēng)電場(chǎng)，依次切除2座雙饋風(fēng)電場(chǎng)后,振蕩消失，如圖6(a)所示。

(a) 優(yōu)先切除90°≤φsc≤180°范圍內(nèi)風(fēng)電場(chǎng)

(b) 優(yōu)先切除90°≤φsc≤180°范圍外風(fēng)電場(chǎng)圖6 沽源風(fēng)電基地某風(fēng)電場(chǎng)仿真過(guò)程中功率曲線

b.優(yōu)先切除次同步阻抗角90°≤φsc≤180°范圍外的風(fēng)電場(chǎng)，依次切除6座風(fēng)電場(chǎng)后，振蕩消失，如圖6(b)所示。

以上實(shí)例及仿真結(jié)果證明了本文所提風(fēng)電場(chǎng)振蕩源識(shí)別及切機(jī)策略的正確性及高效性。

3 策略適應(yīng)性分析

新疆景峽南匯集站為雙饋風(fēng)機(jī)加裝靜止無(wú)功發(fā)生器(static var generation，SVG)接入弱電網(wǎng)場(chǎng)景，景峽南1、2風(fēng)電場(chǎng)各配置150臺(tái)單機(jī)容量為2.0 MW的雙饋型風(fēng)電機(jī)組和3臺(tái)容量為±24 Mvar的SVG，接線如圖7所示。對(duì)2017年9月16日10：16：28：370的振蕩數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析，明顯存在64 Hz的振蕩分量。由圖8可知，風(fēng)電場(chǎng)SVG諧波阻抗角波動(dòng)范圍為210°～240°；集電線諧波阻抗角波動(dòng)范圍為90°～105°；出線諧波阻抗角波動(dòng)范圍為230°～260°。

圖7 景峽南風(fēng)電匯集站接線圖

(a)風(fēng)電場(chǎng)SVG阻抗

(b)風(fēng)電場(chǎng)集電線阻抗

(c) 風(fēng)電場(chǎng)出線阻抗圖8 風(fēng)電場(chǎng)SVG、集電線及出線次同步阻抗實(shí)測(cè)值

風(fēng)電場(chǎng)集電線阻抗呈負(fù)電阻、感性，不含串補(bǔ)的電網(wǎng)呈正電阻、感性，故二者不具備振蕩條件，雙饋風(fēng)機(jī)非振蕩源。而風(fēng)電場(chǎng)SVG阻抗呈負(fù)電阻、容性，可引發(fā)振蕩，故可判定SVG為振蕩源。由圖8(c)可知，風(fēng)電場(chǎng)出線阻抗即風(fēng)電場(chǎng)整體對(duì)外也呈負(fù)電阻、容性，因此本文策略同樣適應(yīng)于由雙饋風(fēng)電場(chǎng)SVG等其他源頭引發(fā)的振蕩。

4 結(jié)語(yǔ)

隨著風(fēng)電裝機(jī)的迅猛增長(zhǎng)，電力系統(tǒng)次/超同步振蕩風(fēng)險(xiǎn)逐漸增大。而短期內(nèi)又難以從理論分析和離線仿真方面取得突破性進(jìn)展，以指導(dǎo)實(shí)際工程應(yīng)用。鑒于此，本文提出了一種基于阻抗特性的次/超同步振蕩風(fēng)電場(chǎng)振蕩源識(shí)別及切機(jī)策略，該策略可快速準(zhǔn)確切除振蕩源，高效化解電網(wǎng)振蕩風(fēng)險(xiǎn)。同時(shí)該策略也適用于由風(fēng)電場(chǎng)無(wú)功補(bǔ)償裝置、光伏電站等諸多源頭引起的次/超同步振蕩。使用該方法的次同步振蕩監(jiān)控裝置已在東北電網(wǎng)得到初步應(yīng)用。