于思奇，孫大衛(wèi)，吳林林，李蘊(yùn)紅，王 瀟，鄧曉洋，宋嘉煒

（國網(wǎng)冀北電力科學(xué)研究院（華北電力科學(xué)研究院有限責(zé)任公司），北京 100045）

0 引言

風(fēng)電、光伏等新能源匯集系統(tǒng)經(jīng)超／特高壓交流輸電通道送至主網(wǎng)已成為新能源電力系統(tǒng)發(fā)展的重要特征之一［1］，新能源匯集系統(tǒng)呈現(xiàn)出比傳統(tǒng)電網(wǎng)更復(fù)雜的穩(wěn)定特征［2］。新能源匯集系統(tǒng)與主網(wǎng)間的電氣距離一般較遠(yuǎn)且同步電源容量有限［3］，這使得系統(tǒng)在部分?jǐn)_動(dòng)后易產(chǎn)生較為嚴(yán)重的暫態(tài)過電壓問題［4］。已有多篇文獻(xiàn)［5-6］報(bào)道，發(fā)生交流故障后新能源匯集系統(tǒng)存在過電壓導(dǎo)致的新能源機(jī)組連鎖脫網(wǎng)或設(shè)備損壞風(fēng)險(xiǎn)。華北地區(qū)作為我國千萬千瓦級新能源基地的代表，張家口、承德等地已形成了以新能源為主體的電網(wǎng)形態(tài)?；陔娋W(wǎng)調(diào)度部門在新能源匯集系統(tǒng)的現(xiàn)場故障錄波數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，短路故障清除后的暫態(tài)過電壓瞬時(shí)值峰值遠(yuǎn)超過我國國家標(biāo)準(zhǔn)中要求的新能源高電壓耐受能力1.3 p.u.（基波正序電壓），暫態(tài)過電壓問題成為威脅新能源匯集地區(qū)送電安全的決定性因素，這使得電網(wǎng)調(diào)度部門以“不發(fā)生暫態(tài)過電壓”為原則制定新能源送出通道的送電極限［7］。因此，有必要深入分析暫態(tài)過電壓問題的形成原因，從而制定更為科學(xué)的送電極限校核方案，在保證系統(tǒng)穩(wěn)定的前提下盡可能增加新能源的送出。針對該問題的研究主要有如下2類。

第1 類是針對新能源發(fā)電經(jīng)特高壓直流送出系統(tǒng)這一特殊場景的研究。文獻(xiàn)［8］從系統(tǒng)仿真建模、暫態(tài)過電壓根源解析、抑制策略設(shè)計(jì)3 個(gè)方面進(jìn)行總結(jié)，指出直流線路閉鎖和受端換相失敗均可導(dǎo)致暫態(tài)過電壓。文獻(xiàn)［9-11］對換相失敗產(chǎn)生的暫態(tài)過電壓問題進(jìn)行全面分析，其中：文獻(xiàn)［9］根據(jù)基于線性整流換流器的高壓直流輸電（line-commutated converter HVDC，LCC-HVDC）受端換相失敗引發(fā)送端暫態(tài)電壓的動(dòng)態(tài)過程建立暫態(tài)過電壓峰值解析模型；文獻(xiàn)［10］根據(jù)上述模型揭示不同類型機(jī)組與LCC-HVDC 暫態(tài)無功電壓的作用機(jī)理；文獻(xiàn)［11］提出計(jì)及虛擬磁鏈的永磁同步發(fā)電機(jī)控制策略，對機(jī)組在LCC-HVDC換相失敗故障下的暫態(tài)過電壓進(jìn)行抑制。文獻(xiàn)［12］推導(dǎo)交直流故障后換流站和風(fēng)機(jī)側(cè)暫態(tài)電壓幅值的理論計(jì)算公式，分析交直流故障引發(fā)暫態(tài)過電壓的機(jī)理，指出風(fēng)機(jī)低電壓穿越期間的無功、有功出力對暫態(tài)過電壓的影響。

第2 類是針對風(fēng)機(jī)自身控制和臨近無功補(bǔ)償設(shè)備動(dòng)作導(dǎo)致的暫態(tài)過電壓研究。文獻(xiàn)［13］針對線路單相接地保護(hù)動(dòng)作后風(fēng)電場聯(lián)絡(luò)線非全相運(yùn)行的情況，分析故障相恢復(fù)電壓特性及其影響因素。文獻(xiàn)［14］基于典型電壓穿越策略建立永磁直驅(qū)風(fēng)機(jī)并網(wǎng)模型，研究永磁直驅(qū)風(fēng)機(jī)在弱電網(wǎng)中送出線路遠(yuǎn)端短路故障時(shí)的功率特性，指出遠(yuǎn)端短路故障清除時(shí)的鎖相環(huán)誤差是暫態(tài)過電壓的重要影響因素。文獻(xiàn)［15］指出動(dòng)態(tài)無功補(bǔ)償設(shè)備無法正常投運(yùn)感性支路是造成暫態(tài)過電壓的重要原因。文獻(xiàn)［16］認(rèn)為短路故障清除后電壓驟升導(dǎo)致風(fēng)機(jī)脫網(wǎng)的原因應(yīng)包括風(fēng)機(jī)自身的動(dòng)態(tài)無功控制響應(yīng)滯后或控制超調(diào)。

上述研究存在以下特點(diǎn)：使用有效值而非瞬時(shí)值衡量過電壓峰值；重點(diǎn)分析傳統(tǒng)直流輸電送端場景；認(rèn)為無功盈余是產(chǎn)生過電壓的原因。文獻(xiàn)［17］基于華北地區(qū)新能源送出系統(tǒng)的仿真與實(shí)際運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)指出，新能源匯集經(jīng)交流線路送出存在故障后的過電壓問題，且過電壓應(yīng)劃分為3 個(gè)階段，分別是操作過電壓階段、LC 諧振階段和無功盈余工頻過電壓階段。大多研究分析操作過電壓和無功盈余工頻過電壓的產(chǎn)生機(jī)理與應(yīng)對措施，而未考慮LC諧振階段的暫態(tài)過電壓，但實(shí)際制約新能源送出系統(tǒng)輸電極限的過電壓時(shí)間尺度正好對應(yīng)LC諧振階段。

綜上，本文研究由LC 諧振引起的暫態(tài)過電壓問題。通過電磁暫態(tài)仿真分析新能源送出系統(tǒng)交流短路故障下暫態(tài)過電壓的形態(tài)特征，分析不同系統(tǒng)參數(shù)對暫態(tài)過電壓特征的影響，利用RLC 電路的全響應(yīng)理論闡述暫態(tài)過電壓的產(chǎn)生機(jī)理，并對各類現(xiàn)象進(jìn)行解釋。

1 暫態(tài)過電壓的形態(tài)特征

1.1 新能源匯集系統(tǒng)模型的建立

為分析新能源匯集系統(tǒng)短路故障過程的暫態(tài)過電壓問題，基于華北電網(wǎng)典型風(fēng)電匯集系統(tǒng)的具體參數(shù)（如附錄A 表A1 所示）建立如圖1 所示的仿真模型，圖中N為新能源機(jī)組數(shù)量。

在圖1 中：對500 kV 及以上電壓等級的系統(tǒng)進(jìn)行戴維南等效處理；對系統(tǒng)中各電壓等級的傳輸線路和匯集線路均采用π 型等值電路進(jìn)行建模，線路與變壓器的參數(shù)均為實(shí)測參數(shù)；采用某新能源設(shè)備廠商提供的2 MW 雙饋風(fēng)機(jī)黑箱Simulink 模型作為新能源機(jī)組模型。為驗(yàn)證風(fēng)機(jī)黑箱Simulink 模型的有效性，仿照型式試驗(yàn)工況，基于文獻(xiàn)［18］的對比方法，對比三相電壓深度跌落持續(xù)625 ms 的過程中Simulink 模型與型式試驗(yàn)結(jié)果，如圖2 所示（圖中機(jī)端電壓、機(jī)端有功功率、機(jī)端無功功率均為標(biāo)幺值）。由圖可知，Simulink 模型與型式試驗(yàn)的功率動(dòng)態(tài)特性基本一致，這說明Simulink 模型可以用于模擬該型號風(fēng)機(jī)的真實(shí)故障響應(yīng)特性。

圖2 Simulink模型與型式試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.2 Results comparison between Simulink model and type test

1.2 典型故障下的暫態(tài)過電壓仿真

基于圖1 系統(tǒng)開展仿真研究，設(shè)定風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量為50臺(tái)，風(fēng)機(jī)單機(jī)出力為100 % 的額定有功功率，故障位置為500 kV 傳輸線路靠近500 kV/220 kV 變壓器的一側(cè)。

對以下2 種典型故障進(jìn)行電磁暫態(tài)仿真：單回線A 相發(fā)生單相瞬時(shí)性故障（簡稱單瞬故障）；雙回線一回發(fā)生三相永久性故障（簡稱三永故障）。風(fēng)電場主變（即220 kV/35 kV 變壓器）高壓側(cè)的三相電壓瞬時(shí)值如圖3 所示（圖中電壓為以220 kV 為基準(zhǔn)值的標(biāo)幺值，后同），其中圖3（b）為圖3（a）故障清除時(shí)刻附近的放大圖。

圖3 典型故障下風(fēng)電場主變高壓側(cè)的三相電壓瞬時(shí)值Fig.3 Three-phase voltage instant values on high-voltage side of main transformer of wind farm under typical faults

由圖3 可知，單瞬故障和三永故障下過電壓均出現(xiàn)在斷路器跳開后，電壓瞬時(shí)值峰值分別達(dá)到1.88、1.68 p.u.，超過我國國家標(biāo)準(zhǔn)中要求的新能源高電壓耐受能力1.3 p.u.。

圖3（b）中斷路器跳開后的故障相電壓除了基頻分量外，還存在百赫茲級的高頻分量。采用Prony方法對各工況中斷路器跳開前后時(shí)刻的A 相瞬時(shí)電壓進(jìn)行小波分析，分離出基頻與高頻分量，如圖4所示。

圖4 典型故障下A相電壓瞬時(shí)值的基頻與高頻分量Fig.4 Fundamental frequency and high frequency components of phase A voltage instant values under typical faults

由圖4 可知，在單瞬故障和三永故障下，斷路器跳開后產(chǎn)生的暫態(tài)過電壓具有相似的形態(tài)，其主要組成部分為基頻分量和高頻分量。

為驗(yàn)證圖1 所示系統(tǒng)仿真所得過電壓特征的真實(shí)性，在圖1 對應(yīng)的實(shí)際新能源匯集系統(tǒng)進(jìn)行短路試驗(yàn)，設(shè)置500 kV 線路A 相發(fā)生單瞬故障，并對故障清除且未重合閘的過程進(jìn)行錄波，得到風(fēng)電場主變高壓側(cè)三相電壓的故障波形，如附錄A 圖A1所示。可見，實(shí)際系統(tǒng)存在與圖1 所示系統(tǒng)仿真結(jié)果類似的暫態(tài)過電壓特征，即存在由高頻分量導(dǎo)致的暫態(tài)過電壓問題。需說明的是，GB／T 19963.1—2021《風(fēng)電場接入電力系統(tǒng)技術(shù)規(guī)定 第1 部分：陸上風(fēng)電》與GB／T 19964—2012《光伏發(fā)電站接入電力系統(tǒng)技術(shù)規(guī)定》中新能源應(yīng)具備的高電壓穿越能力要求所針對的過電壓均非瞬時(shí)值，即現(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)未給出新能源機(jī)組應(yīng)具備何種應(yīng)對高頻分量過電壓的能力，這是困擾新能源匯集系統(tǒng)運(yùn)行的實(shí)際問題。

2 暫態(tài)過電壓瞬時(shí)值的影響因素

下面基于華北地區(qū)典型新能源匯集系統(tǒng)參數(shù)，分析風(fēng)機(jī)單機(jī)出力、風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量、送出線路長度對暫態(tài)過電壓的影響規(guī)律。

1）風(fēng)機(jī)單機(jī)出力的影響。

將風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量固定為50 臺(tái)，設(shè)置風(fēng)機(jī)單機(jī)出力分別為20 %、40 %、60 %、80 %、100 % 的額定有功功率。單瞬故障與三永故障下斷路器跳開后風(fēng)電場主變高壓側(cè)的暫態(tài)過電壓最高相情況如附錄A 圖A2 所示。隨著風(fēng)機(jī)單機(jī)出力水平的提升，單瞬故障下斷路器跳開后的暫態(tài)過電壓峰值逐漸增加：風(fēng)機(jī)單機(jī)出力為20 % 的額定有功功率時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值為1.71 p.u.；風(fēng)機(jī)單機(jī)出力增加到100 % 的額定有功功率時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值達(dá)到1.88 p.u.。對于單瞬故障下高頻分量的頻率：風(fēng)機(jī)單機(jī)出力為20 % 的額定有功功率時(shí)，頻率約為261 Hz；風(fēng)機(jī)單機(jī)出力增加到100 % 的額定有功功率時(shí)，頻率下降到210 Hz左右。三永故障下斷路器跳開后A 相暫態(tài)過電壓形態(tài)受新能源單機(jī)出力水平的影響較?。猴L(fēng)機(jī)單機(jī)出力為20 % 的額定有功功率時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值為1.65 p.u.；風(fēng)機(jī)單機(jī)出力增加到100 % 的額定有功功率時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值為1.69 p.u.。三永故障下高頻分量的頻率始終保持在270 Hz左右。

2）風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量的影響。

將風(fēng)機(jī)單機(jī)出力固定為100 % 的額定有功功率。設(shè)置風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量分別為10、30、50、70 臺(tái)。單瞬故障和三永故障下斷路器跳開后風(fēng)電場主變高壓側(cè)的暫態(tài)過電壓最高相情況如附錄A 圖A3 所示。隨著風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量的增加，單瞬故障下暫態(tài)過電壓峰值逐漸降低：風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量為10 臺(tái)時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值為2.15 p.u.；風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量增加到70臺(tái)時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值降低到1.73 p.u.。對于單瞬故障下高頻分量的頻率：風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量為10 臺(tái)時(shí)，頻率約為271 Hz；風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量增加到70 臺(tái)時(shí)，頻率下降到190 Hz左右。三永故障下斷路器跳開后的暫態(tài)過電壓形態(tài)受風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量的影響較?。猴L(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量為10臺(tái)時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值為1.73 p.u.，風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量增加到70臺(tái)時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值下降到1.67 p.u.。三永故障下高頻分量的頻率基本保持在270 Hz左右。

3）220 kV送出線路長度的影響。

將風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量固定為50 臺(tái)，風(fēng)機(jī)單機(jī)出力固定為100 %的額定有功功率，設(shè)置220 kV 送出線路長度分別為20、30、60、90、120 km。單瞬故障和三永故障下斷路器跳開后風(fēng)電場主變高壓側(cè)的暫態(tài)過電壓情況如附錄A 圖A4 所示。隨著220 kV 送出線路長度的增加，單瞬故障下斷路器跳開后的暫態(tài)過電壓峰值先上升后下降，220 kV 送出線路長度為20、60、120 km 時(shí)的暫態(tài)過電壓峰值分別為1.68、1.88、1.84 p.u.。單瞬故障下高頻分量的頻率基本保持在200 Hz 左右。三永故障下斷路器跳開后的暫態(tài)過電壓峰值受220 kV 送出線路長度的影響不大，但呈現(xiàn)出先下降后上升的趨勢，送出線路長度為20、60、120 km 時(shí)的暫態(tài)過電壓峰值分別為1.72、1.68、1.79 p.u.。三永故障下高頻分量的頻率基本保持在270 Hz左右。

4）500 kV送出線路長度的影響。

將風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量固定為50 臺(tái)，風(fēng)機(jī)單機(jī)出力固定為100 % 的額定有功功率。設(shè)置500 kV 送出線路長度分別為60、100、200、300、400 km。單瞬故障和三永故障下斷路器跳開后風(fēng)電場主變高壓側(cè)的暫態(tài)過電壓情況如附錄A圖A5所示。單瞬故障和三永故障下500 kV送出線路長度對暫態(tài)過電壓形態(tài)的影響均很明顯，該影響來自高頻分量。采用Prony方法對斷路器跳開時(shí)的瞬時(shí)電壓進(jìn)行小波分析，提取高頻分量，如圖5所示（圖中電壓高頻分量為標(biāo)幺值）。

圖5 不同500 kV送出線路長度下的暫態(tài)過電壓高頻分量Fig.5 High-frequency components of transient overvoltage under different lengths of 500 kV sending lines

隨著500 kV 送出線路長度的增加，單瞬故障下斷路器跳開后的暫態(tài)過電壓峰值變化較?。?00 kV送出線路長度為60～300 km 時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值保持在1.88 p.u.左右；500 kV 送出線路長度為400 km時(shí)，暫態(tài)過電壓峰值下降至1.78 p.u.。單瞬故障下高頻分量的頻率與500 kV送出線路長度沒有明顯的單調(diào)關(guān)系，在200～300 Hz 變化。隨著500 kV 送出線路長度的增加，三永故障下斷路器跳開后的暫態(tài)過電壓峰值呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢。三永故障下高頻分量的頻率隨著500 kV 送出線路長度的增加而顯著下降，500 kV 送出線路長度為60、200、400 km時(shí)的高頻分量頻率分別約為678、270、154 Hz。

各因素對暫態(tài)過電壓的影響如附錄A 表A2 所示。結(jié)合表A2以及圖A1 —A4和圖5的仿真結(jié)果可得如下結(jié)論：

1）風(fēng)機(jī)單機(jī)出力水平的增加會(huì)導(dǎo)致暫態(tài)過電壓峰值的上升，而風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量的增加反而會(huì)使暫態(tài)過電壓峰值降低；

2）三永故障下暫態(tài)過電壓的高頻振蕩模態(tài)主要由500 kV送出線路長度決定。

3 暫態(tài)過電壓的成因分析

下面以三永故障為例分析斷路器跳開后出現(xiàn)暫態(tài)過電壓的成因。由第2 章可知，三永故障下暫態(tài)過電壓的頻率、幅值等模態(tài)主要受500 kV 送出線路長度影響，受500 kV 電壓等級以下的設(shè)備影響較小。因此，假設(shè)系統(tǒng)在500 kV/220 kV 變壓器低壓側(cè)斷開，將圖1 所示的仿真系統(tǒng)進(jìn)行簡化，如附錄A 圖A6所示。圖A6中，2條500 kV 線路均是π 型等值線路，且存在不可忽視的相間電容和相間互感，難以直觀地用于分析故障后斷路器跳開導(dǎo)致的暫態(tài)過電壓，需要對模型進(jìn)行進(jìn)一步簡化。為此，需分析故障清除后的電路動(dòng)態(tài)。設(shè)置發(fā)生雙回線三永故障，在清除一回線后，故障點(diǎn)斷路器外側(cè)的三相電壓（即Va、Vb、Vc）和該處送往故障點(diǎn)的電流如圖6 所示（圖中t1、t2、t3分別為B、A、C相斷路器跳開時(shí)刻）。

圖6 故障清除后的電路動(dòng)態(tài)Fig.6 Circuit dynamics after fault removal

由圖6 可知，交流斷路器必須在電流過零時(shí)才能跳開，三相斷路器實(shí)際上是依次關(guān)斷的，具體如下。

1）在t1時(shí)刻，B 相電流過零，B 相斷路器最先跳開，與故障點(diǎn)斷開聯(lián)系，圖A6 中Vb處的B 相電容Cg開始充電。在A 相電流過零，斷路器跳開前，只有B相存在電壓，其他兩相均保持接地。

2）在t2時(shí)刻，A 相電流過零，A 相斷路器跳開，之后A 相電容開始充電。同理，在t3時(shí)刻，C 相電流過零，C相斷路器跳開，之后C相電容開始充電。

鑒于圖6 中B 相電壓最高，由于三相對稱，不失一般性，分析從B 相斷路器跳開后至A 相斷路器跳開前時(shí)段內(nèi)B 相電壓的變化過程。由于該時(shí)段內(nèi)的電路結(jié)構(gòu)不變，可將系統(tǒng)進(jìn)行進(jìn)一步簡化，如圖7（a）所示。圖7 中：usa、usb、usc為系統(tǒng)三相電壓；Rs、Ls分別為系統(tǒng)電阻、電感；Rz、Lz分別為線路的自電阻和自電感；Rm、Lm分別為線路的互電阻和互電感；Cg、Cp分別為線路靠近變壓器一側(cè)的π 線對地電容和相間電容；i1、i2、i3分別為注入故障點(diǎn)的B、C、A 相電流。根據(jù)圖7分析該時(shí)段內(nèi)的B相電壓、電流，可知：

圖7 三相故障后三相系統(tǒng)的單相等效系統(tǒng)Fig.7 Single-phase equivalent system of three-phase system after three-phase fault

1）B 相系統(tǒng)側(cè)電壓源通過系統(tǒng)電阻Rs、系統(tǒng)電感Ls和B 相線路靠近變壓器一側(cè)的π 線對地電容Cg充電，回路如圖7（a）中紅色實(shí)線所示；

2）由于A相和C相處于接地狀態(tài)，B相系統(tǒng)側(cè)電壓源同時(shí)對B 相與A、C 相間的相間電容Cp充電，回路如圖7（a）中橙色實(shí)線所示；

3）A 相和C 相的故障電流通過線路互感Lm作用于B相，在B相上產(chǎn)生附加的感應(yīng)電壓。

由此，可以繪制出該時(shí)段內(nèi)B 相的等效電路，如圖7（b）所示。根據(jù)等效電路可列出電路方程：

同樣地，線路的自電感Lz、自電阻Rz和互電感、Lm、互電阻Rm根據(jù)線路的正序電感L1、正序電阻R1和零序電感L0、零序電阻R0計(jì)算得到，即：

由式（2）可知：等號左側(cè)為RLC 串聯(lián)電路二階微分方程的典型形式；等號右側(cè)包含B 相電壓usb以及C、A 相電流i2、i3，考慮到此時(shí)C、A 相處于故障未清除狀態(tài)，其故障電流很大，可忽略B 相通過互感對C、A相故障電流造成的影響，因此，認(rèn)為C、A相的故障電流僅與其自身對地回路的阻抗有關(guān)，利用短路電流的計(jì)算方法很容易計(jì)算電流i2、i3，并將其作為激勵(lì)通過互感作用于B 相，至此，等號右側(cè)均為已知量，根據(jù)三角函數(shù)的特性，等號右側(cè)可以看作是一個(gè)工頻的正弦電壓激勵(lì)。由此可見，在從B 相斷路器跳開后至A 相斷路器跳開前，B 相電壓、電流的模型為典型RLC串聯(lián)二階電路的全響應(yīng)模型。

圖8 展示了式（2）所示B 相等效電路與圖A6 所示完整三相電路的電壓波形對比。由圖可知，兩電路的結(jié)果十分接近，采用等效電路仿真得到的暫態(tài)過電壓峰值誤差在5 % 以內(nèi)。

圖8 B相等效電路與完整三相電路的電壓波形對比Fig.8 Comparison of voltage waveforms between phase B equivalent circuit and complete three-phase circuit

根據(jù)上述分析，可以對暫態(tài)過電壓的成因以及部分仿真結(jié)果進(jìn)行如下機(jī)理解釋。

1）故障后斷路器跳開導(dǎo)致的暫態(tài)過電壓的成因?yàn)椋簲嗦菲魈_后，系統(tǒng)中電源通過線路為故障點(diǎn)的線路電容充電。

2）暫態(tài)過電壓的高頻分量為二階系統(tǒng)RLC 參數(shù)決定的諧振分量。

3）三永故障下高頻分量的頻率隨著送出線路長度的增加而下降的原因?yàn)椋焊哳l分量由RLC 串聯(lián)諧振產(chǎn)生，其模態(tài)由500 kV 線路主導(dǎo)。二階電路的諧振頻率F=1/［2π（LC）0.5］，顯然F與送出線路長度成反比關(guān)系，與圖5中的情況基本吻合。

由于單瞬故障屬于不對稱故障，涉及變壓器接線方式、對地阻抗等問題，最小等效電路需進(jìn)一步向低壓側(cè)延伸，包含220 kV 傳輸線和220 kV/35 kV 變壓器，這使得系統(tǒng)結(jié)構(gòu)不易簡化，難以抽象出低階的等效電路模型，因此，本文暫不討論單瞬故障的暫態(tài)過電壓數(shù)學(xué)模型。單瞬故障下高頻分量的本質(zhì)與三永故障相同，均為系統(tǒng)RLC參數(shù)決定的諧振分量。

4 結(jié)論

本文基于華北地區(qū)典型新能源匯集系統(tǒng)參數(shù)，建立適用于暫態(tài)過電壓仿真的電磁暫態(tài)模型，對短路故障下斷路器跳開導(dǎo)致的暫態(tài)過電壓問題進(jìn)行機(jī)理分析。分析結(jié)果表明，暫態(tài)過電壓的波形主要為工頻分量和高頻分量的疊加，其峰值與風(fēng)機(jī)單機(jī)出力呈正相關(guān)，而與風(fēng)機(jī)開機(jī)數(shù)量呈負(fù)相關(guān)，且當(dāng)故障發(fā)生在500 kV 線路末端的情況下，暫態(tài)過電壓模態(tài)受500 kV 送出線路長度影響很大。本文對雙回傳輸線三永故障建立的簡化等效數(shù)學(xué)模型進(jìn)一步說明了暫態(tài)過電壓的本質(zhì)來源是RLC 電路的全響應(yīng)，暫態(tài)過電壓的高頻分量來自電路的固有諧振。

筆者后續(xù)將研究單瞬故障的等效電路建模和單瞬故障的暫態(tài)過電壓機(jī)理，并定量分析新能源機(jī)組對該暫態(tài)過電壓的影響。

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