直流換相失敗下雙饋風電機組特性描述及暫態(tài)過電壓抑制

劉其輝，董楚然，吳 勇，張亞靈，逄思敏，申 杰

（1. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室（華北電力大學）,北京市 102206；2. 國網上海市電力公司檢修公司,上海市 200063；3. 國網上海市電力公司松江供電公司,上海市 201600）

0 引言

中國能源與負荷呈逆向分布,大型風電基地大多分布在西北內陸,負荷集中的東部沿海地區(qū)能源匱乏。高壓直流輸電技術能大幅提高電網遠距離、大規(guī)模輸電能力［1］,使中國西北部風電的集約高效開發(fā)和大范圍配置消納成為可能,目前中國大規(guī)模風電外送主要采用傳統(tǒng)的基于電網換相換流器的高壓直流（line commutated converter based high voltage DC,LCC-HVDC）輸電方式。

LCC-HVDC 逆變站在受端電網故障下容易發(fā)生換相失敗,由于送端風電占比高、電網薄弱,高壓直流在暫態(tài)過程中的無功功率大范圍波動將導致送端電網電壓呈現(xiàn)“先低后高”的暫態(tài)特性［2］,過電壓峰值可達1.2 p.u.以上。當前風電機組故障電壓穿越測試規(guī)程中已有1.3 p.u.過電壓下保持不脫網運行200 ms 的要求,但仍有很多已投運的風電機組電壓耐受上限為1.1 p.u.。因此,風電機組在該工況下很容易發(fā)生高壓脫網［3］。此外,該暫態(tài)電壓與交流系統(tǒng)短路故障引發(fā)的電壓階躍式跌落和驟升不同,其幅值連續(xù)變化且持續(xù)時間短,現(xiàn)有的針對交流故障的典型分析方法不再適用,因此,亟須根據換相失敗下送端暫態(tài)電壓特性研究風電機組的響應特性,提出適用于該場景的風電機組故障穿越策略并達到暫態(tài)過電壓主動抑制的目的。

針對送端電網的暫態(tài)過電壓問題,文獻［4-9］從過電壓的成因、影響因素、交直流系統(tǒng)功率波動、暫態(tài)壓升計算方法等方面進行了研究。針對雙饋感應發(fā)電機（doubly-fed induction generator,DFIG）的暫態(tài)特性,現(xiàn)有研究多數(shù)由交流系統(tǒng)短路故障展開［10-15］。文獻［16］針對換相失敗故障建立了風電系統(tǒng)無功響應模型,但是該模型僅適用于分析無功功率輸出,難以量化分析其他電氣量在暫態(tài)過程中的響應特性。針對暫態(tài)過電壓抑制,文獻［17-19］從直流系統(tǒng)控制策略優(yōu)化、換流站濾波器與調相機無功出力優(yōu)化等方面進行了研究。文獻［20］通過切換風電機組控制策略和允許風電機組脫網的方式進行過電壓抑制。文獻［21］利用優(yōu)化算法對直流系統(tǒng)和風電機組控制參數(shù)進行了調整。

現(xiàn)有研究雖已取得一定的成果,但多數(shù)DFIG暫態(tài)分析和故障穿越方法是針對交流電網故障設計的,對風電直流外送系統(tǒng)換相失敗故障工況并不完全適用,且暫態(tài)過電壓抑制的研究主要聚焦于直流系統(tǒng)側,利用風電機組自身無功電壓調節(jié)能力實現(xiàn)暫態(tài)過電壓主動抑制的研究較少。

本文首先分析了換相失敗時送端電網的暫態(tài)電壓形態(tài)特性及形成機理；然后,采用分段線性方法分析了DFIG 對暫態(tài)過電壓的響應特性,并根據定子磁鏈特性及DFIG 無功輸出方程提出了一種風電機組改進低-高電壓故障穿越策略,實現(xiàn)對過電壓的主動抑制；最后,通過PSCAD 仿真驗證了所提控制策略的有效性。

1 換相失敗下送端電網暫態(tài)電壓形態(tài)特征及形成機理

1.1 送端電網暫態(tài)電壓形態(tài)特性

附錄A 圖A1 為典型風電直流外送系統(tǒng)示意圖。當受端電網發(fā)生短路故障時,受端交流母線電壓降低,LCC-HVDC 逆變站容易發(fā)生換相失?。?2］。由于直流系統(tǒng)兩側控制相互耦合,逆變站的換相失敗會引起送端暫態(tài)無功功率的變化,導致送端交流母線電壓發(fā)生暫態(tài)變化。已投運的酒湖直流、哈鄭直流、祁韶直流等LCC-HVDC 工程,均出現(xiàn)過多例換相失敗故障。經過實測數(shù)據發(fā)現(xiàn),逆變站的換相失敗故障會導致整流站交流母線電壓呈現(xiàn)先低電壓后高電壓且電壓幅值連續(xù)變化的暫態(tài)特性,如附錄A 圖A2 所示。過電壓幅值一般可達到1.2 p.u.以上,整個暫態(tài)過程約持續(xù)200 ms,其中低電壓一般持續(xù)60～100 ms,過電壓一般持續(xù)80～140 ms,即低電壓持續(xù)時間一般小于過電壓持續(xù)時間。

附錄A 圖A3 和圖A4 分別為該暫態(tài)電壓的序分量分解圖和頻譜分析圖。從圖A3 可以看出,整流站交流母線暫態(tài)電壓僅存在正序分量,而負序和零序分量的幅值都接近0。從圖A4 可以看出,整流站交流母線暫態(tài)電壓僅存在工頻分量,諧波分量幾乎為0。該暫態(tài)電壓會在送端電網中傳播,通常在換流站處最高,隨著與換流站距離的增大而減小,表1 給出了某直流工程中暫態(tài)電壓的分布情況。

表1 距離與暫態(tài)電壓的關系Table 1 Relationship between distance and transient voltage

1.2 送端電網暫態(tài)電壓的形成機理

通常受端電網的短路故障會引發(fā)逆變站換相失敗,發(fā)生換相失敗后,直流系統(tǒng)的暫態(tài)過程如附錄A圖A5 所示,暫態(tài)過程（0 至t時刻）可分為如下3 個階段。

階段Ⅰ（0 至t1時刻）:0 時刻受端交流系統(tǒng)發(fā)生短路故障引發(fā)逆變站換相失敗,導致逆變側形成旁通,直流側相當于短路,逆變側直流電壓減小。

直流線路的動態(tài)方程為:

式中:Udre和Udin分別為整流側和逆變側直流電壓；Id為直流電流；Rd和Ld分別為直流線路電阻和電感；Lre和Lin分別為整流側和逆變側平波電抗器電感。

在故障瞬間,由于逆變側直流電壓Udin迅速減小,式（1）等號左邊迅速增大,導致直流電流迅速增大。在低壓限流（voltage dependent current order limitation,VDCOL）環(huán)節(jié)的作用下,整流器直流電流指令將被限制在最小值,電流控制放大器（current control amplifier,CCA）便會增大整流器觸發(fā)角以降低直流電流。

整流器的有功功率Pre和其吸收的無功功率Qre分別為:

由式（2）至式（4）可知,由于直流電流遠遠大于穩(wěn)態(tài)值,加上整流側觸發(fā)角的增大,整流站消耗的無功功率便會增多。因此,直流將從送端系統(tǒng)吸收大量無功功率,從而引起送端交流母線電壓下降。

階段Ⅱ（t1至t2時刻）:t1時刻進入換相失敗恢復過程。隨著逆變側直流電壓的恢復,式（1）等號左邊變小甚至為負,加上整流側觸發(fā)角的增大,直流電流開始迅速減小,直到達到VDCOL 的最小值。由式（2）可知,由于直流電流的減小,整流器所消耗的無功功率迅速減小,但是無功補償裝置很難跟隨交直流系統(tǒng)運行方式的改變及時調整無功功率的大小,因此送端電網產生大量無功功率盈余,導致?lián)Q流母線電壓升高。

階段Ⅲ（t2至t時刻）:t2時刻受端電網短路故障清除,在直流控制系統(tǒng)的作用下,整流側觸發(fā)角逐漸減小,直流功率逐漸恢復至故障前功率,整流器消耗的無功功率也逐漸增長至故障前的水平,換流站與系統(tǒng)無功功率交換逐漸平衡,換流母線電壓逐漸穩(wěn)定至額定值。

附錄A 圖A6 給出了上述3 個階段的各電氣量波形。從圖中可以看出,由于故障和故障期間直流系統(tǒng)控制作用的影響,直流電流先迅速增大后減小至0,導致整流站從送端系統(tǒng)吸收的無功功率（包括整流器吸收的無功功率和交流濾波器吸收的無功功率）也呈現(xiàn)先增后減的趨勢,從而使得送端系統(tǒng)暫態(tài)電壓先降低后升高。

2 換相失敗故障下DFIG 特性分析

由上述分析可知,換相失敗故障下送端電網的暫態(tài)電壓幅值先低后高且連續(xù)變化。該暫態(tài)電壓傳至送端風電場,導致DFIG 定子也感受到這種連續(xù)變化的電壓。現(xiàn)有的DFIG 暫態(tài)特性研究大多針對交流電網故障展開,為簡化分析一般假定電壓幅值階躍式下降或上升,此時故障前、后DFIG 經歷了從一種穩(wěn)態(tài)過渡到另一種穩(wěn)態(tài)的過程。在直流換相失敗這種特殊工況下,送端電網電壓幅值連續(xù)變化,故障后并沒有穩(wěn)態(tài)過程［23］,導致該種情況下DFIG 的暫態(tài)特性更加復雜,明顯有別于交流電網故障情況,現(xiàn)有的研究方法將帶來較大的誤差。因此,亟須針對換相失敗故障下幅值連續(xù)變化的暫態(tài)電壓對DFIG 特性進行精確描述。

abc 坐標系下DFIG 矢量形式的電壓方程和磁鏈方程分別為:

式中:us和ur分別為定、轉子電壓矢量；is和ir分別為定、轉子電流矢量；ψs和ψr分別為定、轉子磁鏈矢量；Rs和Rr分別為定、轉子電阻；Ls和Lr分別為定、轉子電感；Lm為勵磁電感；ωr為轉子旋轉角速度。

換相失敗后,在abc 坐標系下DFIG 定子所感受到的工頻三相對稱、幅值連續(xù)變化的暫態(tài)電壓矢量可以表示為:

式中:us0為故障前電壓矢量；f(t)為表征幅值連續(xù)變化特征的函數(shù)；ω1為同步轉速。

忽略定子電阻,將式（7）代入DFIG 定子電壓方程可得定子磁鏈的表達式為:

從式（8）可以看出,當電網電壓連續(xù)變化時,DFIG 所感應出來的定子磁鏈比電網電壓階躍變化時多出一個積分項,因此總共包含3 個分量,分別為與暫態(tài)電壓幅值相關的工頻分量ψs1、與暫態(tài)電壓幅值變化率有關的工頻分量ψs2以及直流衰減分量ψs3,即

當電壓階躍變化時,故障前后f(t)均為常數(shù),因此f′(t)=0,即該種工況下并不存在與暫態(tài)電壓變化率有關的工頻分量ψs2,而在電壓連續(xù)變化時該分量不可忽略。

由于實際工況復雜且影響因素眾多,要給出嚴格的f(t)解析式很困難,并且大大增加了分析的難度。這種情況下,“突出主要特征、忽略次要因素”是一種有效的解決思路。為便于分析暫態(tài)電壓對DFIG 的電磁特性影響并不失暫態(tài)電壓的主要特征,本文基于換相失敗故障下送端電網暫態(tài)電壓形態(tài)特征的分析,采用分段線性化描述方式,即用幾條線段組合模擬和逼近暫態(tài)電壓特性,如附錄A 圖A7所示。圖中:t1、t2、t3、t4分別為故障期間暫態(tài)電壓拐點對應的4 個時刻；k1、k2、k3分別為各段擬合線段的斜率,且有k1＜0,k2＞0,k3＜0；m和n分別為暫態(tài)電壓的最小值和最大值。在應用時,k1、k2、k3、m、n可方便地根據送端電網暫態(tài)電壓實測數(shù)據進行擬合和選取。根據圖A7,采用分段線性化描述方法的暫態(tài)電壓可表示為:

將式（11）代入DFIG 定子電壓方程,可求得定子磁鏈表達式為:

式中:D1、D2、D3、D4分別為對應的當前時間段產生的定子磁鏈直流衰減分量初始值。

各時間段的定子磁鏈的3 個分量ψs1、ψs2、ψs3表達式分別為:

從式（12）可以看出,換相失敗故障下定子磁鏈的3 個分量有如下特點:ψs1為滯后電壓矢量90°的同步旋轉磁鏈矢量,其幅值與暫態(tài)電壓的幅值呈正相關；ψs2為與電壓矢量同向的同步旋轉磁鏈矢量,其幅值與暫態(tài)電壓的斜率呈正相關；ψs3為方向固定、幅值不斷衰減的直流磁鏈矢量,且直流衰減矢量的初始值ψsdc除了當前時段所產生的分量,還包括上一時段末未衰減完的分量,也就是說直流衰減矢量在該種工況下是一個不斷累積的過程,其幅值和方向由本時段產生的直流分量和上時段末未衰減完的直流分量共同決定。而電壓階躍變化時,僅有一個變化階段且暫態(tài)過程相對較長,因此在故障期間直流衰減分量通常能夠完全衰減。

3 DFIG 故障穿越及暫態(tài)過電壓抑制策略

上一章采用分段線性描述方法對換相失敗下DFIG 的定子磁鏈進行了描述,確定了定子磁鏈的各組成部分及其特征,由此可進一步分析該暫態(tài)過程中DFIG 電流以及功率的暫態(tài)特性。本章基于分段線性描述的定子磁鏈表達式,分析其對DFIG 有功電流、無功電流分量的影響,從而提出暫態(tài)過電壓主動抑制策略。

根據現(xiàn)場的實際情況,當換相失敗故障發(fā)生后,在低電壓階段Crowbar 通常只會投入極短的時間且僅投入1 次,因此為簡化分析,本文忽略了Crowbar的投切,僅研究轉子側換流器（RSC）和網側換流器（GSC）均能正常工作時的暫態(tài)電壓抑制策略。

3.1 RSC 控制策略

由前面的分析可知,當電網暫態(tài)電壓幅值連續(xù)變化時,定子磁鏈由三部分組成。以t1至t2時間段為例進行說明,該時段定子磁鏈為:

式中:is,ψ1為與定子磁鏈工頻周期分量ψs1對應的同步旋轉電流矢量,當采用定子電壓定向（d軸方向）時,該分量始終落在q軸方向；is,ψ2為與定子磁鏈ψs2分量對應的同步旋轉電流矢量,其與電壓矢量us同方向,始終落在d軸方向；is,ψ3為與定子磁鏈直流衰減分量ψs3對應的幅值逐漸衰減的電流矢量,其方向固定,由本時段產生的直流分量和上時段末未衰減完的直流分量決定。DFIG 定子電流各分量的矢量關系如圖1 所示。

圖1 各電流分流的矢量關系Fig.1 Vector relationship of each current shunt

DFIG 定子向電網輸出的無功功率Qs為:

式中:L-1(·)表示拉普拉斯逆變換；G為增益系數(shù)；?為阻尼比；ωc為特征頻率；X(s)為輸入函數(shù)。

為了在RSC 控制能力范圍內的低-高電壓連鎖穿越過程中進一步考慮對暫態(tài)電壓的主動抑制,需要增加無功電流指令:

3.2 GSC 控制策略

GSC 沒有復雜的動態(tài)磁鏈變化,因此控制策略相對簡單,只需在可控范圍內增加無功電流指令實現(xiàn)暫態(tài)電壓抑制,有功電流控制不變,依然維持直流母線電壓恒定。GSC 的無功電流指令可設計為:

3.3 模式切換及動態(tài)抑制

3.3.1 控制策略的投切邏輯

控制策略的投切邏輯flag 利用標志位來進行選擇,當電網正常運行時,標志位為0,切換開關至穩(wěn)態(tài)控制模式；當發(fā)生換相失敗故障時,標志位為1,切換開關至暫態(tài)過電壓抑制控制模式。標志位邏輯判斷模型如附錄A 圖A9 所示,其目的為判斷是否發(fā)生換相失敗故障,由于直流系統(tǒng)換相失敗信號經通信傳送到風機側實現(xiàn)復雜且實時性不佳,因此本文根據換相失敗故障下送端電網暫態(tài)電壓的主要特征來區(qū)分換相失敗故障和常見的短路故障,具體切換邏輯如下:

1）利用三相對稱檢測模塊排除不對稱故障。據統(tǒng)計,電網發(fā)生不對稱短路故障的概率高達95%,換相失敗故障下送端電網暫態(tài)電壓三相對稱,明顯有別于不對稱故障,當三相對稱檢測模塊輸出為1時電網電壓為三相對稱,可排除發(fā)生不對稱故障的可能性。

2）利用電壓幅值檢測模塊和電壓變化率檢測模塊排除三相短路故障。三相短路故障一般電壓幅值會跌落到較低水平且電壓幅值變化率很大,近似于階躍變化,而換相失敗故障下送端電網暫態(tài)電壓最小值一般大于0.4 p.u.,且變化率相對較慢,因此設置電壓幅值檢測閾值為0.4 p.u.,|dus/dt|的比較模塊最低閾值為1 p.u./s,最高閾值為30 p.u./s,當電壓幅值大于所設閾值且|dus/dt|在最低閾值和最高閾值之間時,輸出為1,否則輸出為0。

3）當滿足以上所有條件時,判斷直流系統(tǒng)發(fā)生換相失敗故障,標志位為1。

3.3.2 提升響應速度的措施

由上述討論可知,實現(xiàn)無功電流的快速調節(jié)是有效抑制暫態(tài)電壓的關鍵,為此采取以下措施:一是為加快切換過程的過渡過程,保障模式切換的平滑性,在標志位為1 時由穩(wěn)態(tài)模式切換為故障穿越模式時將電流內環(huán)的比例-積分（PI）控制器積分環(huán)節(jié)清零；二是故障穿越模式取消了外環(huán)控制,只保留了快速的電流控制環(huán),提升了響應速度；三是采用了快速的電壓檢測方法。

基于以上分析,添加了基于低-高電壓連鎖穿越的暫態(tài)過電壓抑制策略后的變流器控制框圖如圖2 所示。其中,磁鏈觀測模塊采用附錄A 圖A8 所示結構。電流指令端子1 為穩(wěn)態(tài)控制模式,端子2為故障穿越控制模式,穩(wěn)態(tài)與故障時的切換采用附錄A 圖A9 所示標志位邏輯判斷模型,標志位為0 時開關打到端子1,標志位為1 時開關打到端子2；電流內環(huán)的PI 控制器在標志位為1 時將積分環(huán)節(jié)清零。

圖2 基于低-高電壓連鎖穿越的暫態(tài)過電壓抑制策略Fig.2 Overvoltage suppression strategy based on low- and high-voltage cascading ride-through

4 算例分析

采用PSCAD 建立單機及系統(tǒng)級仿真模型對上述方法進行驗證,利用單臺1.5 MW 雙饋風電機組模型驗證換相失敗時DFIG 的暫態(tài)特性,利用風電直流外送系統(tǒng)仿真模型驗證暫態(tài)過電壓主動抑制效果。1.5 MW 機組的基本參數(shù)如附錄A 表A1 所示,風電直流外送系統(tǒng)仿真模型結構如附錄A 圖A10所示,其中直流系統(tǒng)采用國際大電網會議(CIGRE）直流輸電標準測試系統(tǒng),直流電壓為±500 kV,直流輸送容量為1 000 MW,受端電網等效為帶阻抗的電壓源,送端風電場為600 MW,采用1.5 MW 雙饋風電機組經加權容量法［26］進行等值。

4.1 換相失敗時DFIG 特性驗證

利用單臺雙饋風電機組模型對換相失敗故障下DFIG 的暫態(tài)特性進行仿真驗證,仿真設置8 s 時受端電網發(fā)生單相接地故障,引發(fā)逆變側換相失敗,導致送端電網出現(xiàn)“先低后高”的暫態(tài)電壓。仿真設置風速為10.5 m/s,雙饋風電機組運行在最大功率跟蹤區(qū)。附錄A 圖A11 為發(fā)生換相失敗后送端電網的暫態(tài)電壓以及利用分段線性描述的暫態(tài)電壓波形。

圖3 為實際換相失敗送端電網暫態(tài)電壓和分段線性描述的暫態(tài)電壓下DFIG 的定子磁鏈d、q軸分量波形。從圖中可以看出,實際仿真結果和分段線性描述結果基本一致,誤差較小,證明了分段線性描述方法的有效性。另外可以看出,故障前定子磁鏈d、q軸分量均為恒定值,對應abc 坐標系下的工頻分量；故障發(fā)生后定子磁鏈d、q軸分量均開始波動,波動頻率約為50 Hz,對應abc 坐標系下的直流分量。對DFIG 的A 相定子磁鏈波形進行頻譜分析,如附錄A 圖A12 所示,可以看出暫態(tài)時定子磁鏈除了50 Hz 的工頻分量外,還存在幅值約為工頻分量20%的直流分量。

圖3 定子磁鏈d、q 軸分量Fig.3 d-axis and q-axis components of stator flux

附錄A 圖A13 為采用本文所提控制策略時轉子電流dq軸指令值的波形,可以看出d軸電流指令值即有功軸在暫態(tài)過程中會逐漸衰減,q軸即無功軸會隨電壓變化而改變。圖4 為增加暫態(tài)過電壓抑制策略前后的DFIG 輸出有功功率和無功功率波形,可以看出,采用傳統(tǒng)控制策略時DFIG 輸出有功功率、無功功率均存在50 Hz 頻率的波動,增加了改進控制策略后,有功功率、無功功率變得平滑,且無功功率能夠跟隨電壓變化進行無功支撐,支撐量明顯增加。附錄A 圖A14 為采用改進控制策略時DFIG 的定、轉子電流波形。從圖中可以看出,當采用該控制策略時定、轉子電流最大值均不超過1.2 p.u.,不會產生過流問題。

圖4 DFIG 的有功、無功功率Fig.4 Active power and reactive power of DFIG

4.2 暫態(tài)電壓主動抑制驗證

利用如附錄A 圖10 所示的風電直流外送系統(tǒng)仿真模型對過電壓的主動抑制效果進行驗證。仿真設置8 s 時受端電網發(fā)生單相接地故障,引發(fā)逆變側換相失敗,圖5 為增加暫態(tài)過電壓抑制策略前后風場出口處的電壓波形,可以看出采用傳統(tǒng)控制策略時風場出口處過電壓峰值達到1.21 p.u.,增加改進控制策略后過電壓峰值為1.15 p.u.,明顯低于改進前的過電壓,并且低電壓也高于改進前的電壓,說明改進控制策略具有電壓的主動抑制效果,有利于風電場的穩(wěn)定運行。受端交流系統(tǒng)發(fā)生不同短路故障時均會引發(fā)換相失敗,且送端暫態(tài)電壓特性大致相同,如附錄A 圖A15 所示。表2 對比了受端電網發(fā)生不同短路故障引發(fā)逆變站換相失敗時風場出口處的電壓情況,可以看出,不同工況下采用所提控制策略后,均能有效抑制電壓波動,減小了低電壓和過電壓的幅度,有利于風電機組的安全穩(wěn)定運行。

圖5 采用改進控制策略前后風場出口處電壓Fig.5 Voltage at wind farm outlet with and without improved control strategy

表2 不同故障引發(fā)換相失敗下的電壓對比Table 2 Voltage comparison with commutation failure caused by different faults

5 結語

本文針對風電直流外送系統(tǒng)的換相失敗故障,分析了送端系統(tǒng)暫態(tài)電壓的形態(tài)特征與形成機理；根據電壓特性,采用分段線性描述方法研究了該種工況下DFIG 的定子磁鏈特性,分析了定子磁鏈的組成及特征；基于定子磁鏈方程,結合DFIG 無功輸出特性提出了一種低-高電壓故障穿越及暫態(tài)電壓主動抑制策略；仿真結果驗證了本文所提策略不僅能平抑功率波動,還能跟隨電壓變化增大無功支撐能力,對過電壓抑制具有一定的效果。

本文只考慮了受端換相失敗一種故障情況,對于直流系統(tǒng)其他故障類型,還需要進一步研究本文方法的適用性,并進行實驗驗證。

附錄見本刊網絡版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），掃英文摘要后二維碼可以閱讀網絡全文。