雙饋風(fēng)電場送出線路重合閘時(shí)間計(jì)算方法

徐 巖， 魯振威， 王 慧

(華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 保定 071003)

雙饋風(fēng)電場送出線路重合閘時(shí)間計(jì)算方法

徐 巖， 魯振威， 王 慧

(華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 保定 071003)

由于投資成本等原因，現(xiàn)場存在一些雙饋風(fēng)電場送出線路沒有安裝線路電壓互感器，或者電壓互感器因斷線等故障退出運(yùn)行時(shí)，線路自動(dòng)重合閘方式受限，一般設(shè)置為延時(shí)重合閘，重合閘時(shí)間往往根據(jù)經(jīng)驗(yàn)整定，缺乏理論依據(jù)。電壓越限是雙饋風(fēng)機(jī)和風(fēng)電場內(nèi)無功補(bǔ)償設(shè)備脫網(wǎng)的重要原因，并且過電壓會(huì)對設(shè)備造成很大傷害。首先理論分析了送出線路瞬時(shí)故障后雙饋風(fēng)機(jī)定子電壓的變化過程,然后結(jié)合雙饋風(fēng)機(jī)保護(hù)模型提出了雙饋風(fēng)電場送出線路重合閘時(shí)間計(jì)算方法,最后在DIgSILENT/PowerFactory中搭建雙饋風(fēng)電場并網(wǎng)仿真模型，通過不同故障條件下的仿真驗(yàn)證了理論分析的正確性，同時(shí)表明所提方法是有效的。

重合閘時(shí)間； 送出線路； 風(fēng)電場； 雙饋風(fēng)電機(jī)組； 定子電壓

0 引 言

雙饋感應(yīng)風(fēng)力發(fā)電機(jī)(doubly-fed induction generator，DFIG)因具備有功、無功功率解耦控制、運(yùn)行轉(zhuǎn)速范圍廣、變流器容量小、價(jià)格低等優(yōu)勢，已成為當(dāng)前并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組的主流類型之一[1-4]。風(fēng)電場送出線路投入自動(dòng)重合閘，對于提高新能源利用效率、提高電網(wǎng)穩(wěn)定性具有重要意義。

文獻(xiàn)[5]研究了風(fēng)電場側(cè)采用“檢同期”重合閘常常失敗的原因，提出了風(fēng)電場側(cè)采用“檢母線無壓線路有壓”、電網(wǎng)側(cè)采用“檢線路無壓”的配合方案。文獻(xiàn)[6]針對送出線路風(fēng)電場側(cè)提出了“持續(xù)檢母線無壓”的重合閘方案。以上重合閘方案均假設(shè)故障后送出線路風(fēng)電場側(cè)斷路器快速斷開，并且依賴相關(guān)檢壓、檢同期設(shè)備。文獻(xiàn)[7]提出了一種基于廣域測量系統(tǒng)(WAMS)采集數(shù)據(jù)，推導(dǎo)出最佳重合閘時(shí)間的方案，該方案利用了同步機(jī)的功角特性，對雙饋風(fēng)機(jī)的適用性存疑。文獻(xiàn)[8]提出了一種基于序分量無功功率的單相自適應(yīng)重合閘方法，該方案需要在線路三相上均裝設(shè)電壓互感器。

針對沒有安裝線路電壓互感器或電壓互感器因斷線故障等退出運(yùn)行的雙饋風(fēng)電場送出線路，以上方案均不適用，仍需要整定重合閘時(shí)間。文獻(xiàn)[6]指出，重合時(shí)間需要保證風(fēng)機(jī)和場內(nèi)無功補(bǔ)償設(shè)備脫網(wǎng)，一般可設(shè)置為3 s或以上，但未給出明確的理論依據(jù)。文獻(xiàn)[9]針對合閘于永久性故障時(shí)可能引起相鄰風(fēng)電場連鎖脫網(wǎng)的問題，提出了增加重合閘延時(shí)的方案，但未給出重合閘時(shí)間的計(jì)算方法。某省電網(wǎng)公司根據(jù)運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)，將此類型的送出線路重合閘時(shí)間整定為3～5 s，該時(shí)間具有足夠的裕度，但缺乏理論依據(jù)，不能滿足快速重合的需求。

電壓越限是雙饋風(fēng)機(jī)和無功補(bǔ)償設(shè)備脫網(wǎng)的重要原因，并且過電壓會(huì)對設(shè)備造成很大傷害。本文首先分析了送出線路瞬時(shí)故障不同階段、撬棒投入和轉(zhuǎn)子換流器控制兩種狀態(tài)下，雙饋風(fēng)機(jī)定子電壓的變化過程。然后在此基礎(chǔ)上結(jié)合DFIG保護(hù)模型，提出了雙饋風(fēng)電場送出線路重合閘時(shí)間計(jì)算方法。最后，搭建雙饋風(fēng)電場并網(wǎng)仿真模型，對理論分析的正確性和所提方法的有效性進(jìn)行了驗(yàn)證。

1 DFIG模型

1.1DFIG數(shù)學(xué)模型

含Crowbar保護(hù)電路的雙饋風(fēng)電機(jī)組典型并網(wǎng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。雙饋感應(yīng)風(fēng)電機(jī)組主要由風(fēng)力機(jī)、齒輪箱、雙饋異步發(fā)電機(jī)、轉(zhuǎn)子側(cè)換流器(rotor side converter，RSC)、電網(wǎng)側(cè)換流器(grid side converter，GSC)和Crowbar保護(hù)電路等組成。電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，DFIG故障電流包含定子電流和GSC交流側(cè)電流兩部分，由于GSC容量較小，對故障電流影響不大[10]，本文僅考慮定子繞組電流。

圖1 含Crowbar保護(hù)電路的雙饋風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Diagram of DFIG generation system with Crowbar

DFIG電磁暫態(tài)方程是進(jìn)行定子電壓分析計(jì)算的基礎(chǔ)。定子側(cè)取發(fā)電機(jī)慣例、轉(zhuǎn)子側(cè)取電動(dòng)機(jī)慣例，同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的電壓、磁鏈方程為

(1)

(2)

式中：D為微分算子；u、i、ψ、R分別為電壓、電流、磁鏈和電阻；下標(biāo)s、r分別代表定、轉(zhuǎn)子；d、q分別代表d、q軸分量。ωs為定子同步旋轉(zhuǎn)角速度；s為轉(zhuǎn)差率；Lss=Ls+Lm、Lrr=Lr+Lm；Lm為定轉(zhuǎn)子繞組互感；Ls、Lr分別為定、轉(zhuǎn)子繞組漏感。

1.2DFIG保護(hù)模型

綜合考慮轉(zhuǎn)子電流、定子電壓和轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組保護(hù)框圖如圖2所示。

圖2 雙饋風(fēng)電機(jī)組保護(hù)模型Fig.2 Protection model of DFIG generation system

電網(wǎng)發(fā)生短路故障時(shí)，定子電壓跌落，為維持定子磁鏈不變，定子繞組將感生出直流分量，該直流分量切割轉(zhuǎn)子繞組感應(yīng)出較大的轉(zhuǎn)子電流，可能損壞RSC，采用Crowbar電路將轉(zhuǎn)子繞組經(jīng)外部電阻短接，同時(shí)閉鎖轉(zhuǎn)子換流器，限制轉(zhuǎn)子繞組過電流和過電壓，是目前常用的方法之一[10, 11]。

為防止定子過電壓損壞定子繞組和網(wǎng)側(cè)換流器，同時(shí)滿足GSC的工作電壓范圍，DFIG配備有電壓保護(hù)模塊，定子三相電壓(ua,ub,uc)轉(zhuǎn)換到兩相靜止坐標(biāo)系下的幅值us如式(3)。

(3)

當(dāng)發(fā)電機(jī)定子電壓超過電壓保護(hù)上限up.H并且持續(xù)時(shí)間超過整定值tp.H或電壓低于電壓保護(hù)下限up.L并且持續(xù)時(shí)間達(dá)到tp.L時(shí)，保護(hù)模塊發(fā)出跳閘信號，斷開定子接觸器同時(shí)閉鎖轉(zhuǎn)子側(cè)換流器。

由于風(fēng)力機(jī)慣性很大，故障過程較短，一般認(rèn)為故障期間風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速恒定；發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子通過齒輪箱和風(fēng)力機(jī)硬連接，忽略軸系扭振導(dǎo)致的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速輕微波動(dòng)，認(rèn)為故障期間發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速也保持恒定。

1.3DFIG控制模型

雙饋風(fēng)機(jī)一般以單位功率因數(shù)運(yùn)行，無功輸出為零。不考慮調(diào)頻調(diào)壓控制，RSC有功功率控制框圖如圖3所示。

圖3 轉(zhuǎn)子換流器有功控制框圖Fig.3 Active power control diagram of RSC

圖中：外環(huán)為包含了壓控功率限制環(huán)節(jié)的功率環(huán)，故障后電壓跌落將限制有功輸出的最大功率，內(nèi)環(huán)為電流環(huán)。pref為風(fēng)力機(jī)最大功率點(diǎn)追蹤(MPPT)功率，一般認(rèn)為故障期間恒定；pgen.ref為發(fā)電機(jī)輸出有功參考；pgen為發(fā)電機(jī)輸出有功；ird.H為轉(zhuǎn)子d軸電流上限值，為定值；ird.ref、irq.ref分別為轉(zhuǎn)子d、q軸電流參考；plim為發(fā)電機(jī)輸出有功限值；pgen.H、pgen.L分別為發(fā)電機(jī)輸出有功上、下限值，相應(yīng)的存在臨界定子電壓us.H和us.L，均為定值。

2 雙饋風(fēng)電機(jī)組定子電壓變化過程分析

2.1雙饋風(fēng)電場送出線路短路故障模型

送出線路發(fā)生短路故障后，含DFIG的故障模型如圖4所示。

圖4 含送出線路的雙饋感應(yīng)發(fā)電機(jī)故障模型Fig.4 Fault model of DFIG with transmission line

對于線路電壓互感器未安裝或退出運(yùn)行的送出線路，為方便重合閘配合，風(fēng)電場側(cè)一般配置為自同期重合閘[13]，即故障后不跳開送出線路風(fēng)電場側(cè)斷路器，而是依靠雙饋風(fēng)機(jī)定子接觸器隔離故障，當(dāng)故障清除、送出線路電壓恢復(fù)后，由雙饋風(fēng)機(jī)根據(jù)預(yù)設(shè)并網(wǎng)條件自動(dòng)恢復(fù)并網(wǎng)。

送出線路瞬時(shí)故障事件時(shí)序如圖5所示，雙饋風(fēng)機(jī)定子接觸器斷開時(shí)刻由雙饋風(fēng)機(jī)保護(hù)模塊決定，由于短路故障后定子電壓降低，tp.L通常較大(秒級)，保護(hù)模塊動(dòng)作時(shí)間較長，而瞬時(shí)故障持續(xù)時(shí)間往往僅有數(shù)十毫秒，因此時(shí)序圖中表現(xiàn)為瞬時(shí)故障清除后定子接觸器斷開。實(shí)際上當(dāng)發(fā)生永久性故障后，定子接觸器仍會(huì)根據(jù)保護(hù)模塊動(dòng)作邏輯斷開，與故障是否清除沒有必然關(guān)系。

圖5 瞬時(shí)故障下送出線路事件時(shí)序Fig.5 Events during fault of transmission line

本章分析暫時(shí)不考慮風(fēng)電場內(nèi)無功補(bǔ)償設(shè)備，有關(guān)影響將在下一章節(jié)說明。

2.2Crowbar投入后定子電壓變化過程分析

(1)送出線路發(fā)生故障

送出線路發(fā)生嚴(yán)重三相短路故障，由于從故障發(fā)生到撬棒保護(hù)動(dòng)作僅幾毫秒，忽略該暫態(tài)過程，近似認(rèn)為撬棒電阻在短路瞬間將轉(zhuǎn)子繞組短接[14]。

(4)

當(dāng)Rf=0時(shí)，定子電壓和電網(wǎng)側(cè)故障電流無關(guān)，電壓方程為

(5)

(6)

(2)網(wǎng)側(cè)斷路器斷開

特別當(dāng)Rf≠0時(shí)，由于失去網(wǎng)側(cè)較大的短路電流，機(jī)端電壓較斷路器斷開前進(jìn)一步降低。

同時(shí)從圖4可知，此時(shí)定轉(zhuǎn)子電流滿足

(7)

(3)瞬時(shí)故障清除

(8)

(9)

上述三個(gè)階段的定子電壓變化過程如圖6所示。

圖6 Crowbar持續(xù)投入時(shí)定子電壓變化Fig.6 Variation of stator voltage with Crowbar

需要說明的為了顯示網(wǎng)側(cè)斷路器斷開和故障清除對定子電壓的影響，示意圖中的實(shí)線放大了定子電壓的衰減時(shí)間常數(shù)。實(shí)際上較大的Crowbar阻值可以降低轉(zhuǎn)子最大短路電流，同時(shí)加快轉(zhuǎn)子暫態(tài)電流的衰減，有利于故障清除后電網(wǎng)電壓的恢復(fù)；但過大的Crowbar阻值可能導(dǎo)致轉(zhuǎn)子過電壓，甚至損壞換流器，因此Crowbar阻值通常在換流器電壓允許范圍內(nèi)取較大值[15]，這就導(dǎo)致衰減時(shí)間常數(shù)通常很小，定子電壓在下一個(gè)事件發(fā)生之前就已經(jīng)衰減到零，如虛線所示，后續(xù)事件對定子電壓的影響將不會(huì)顯現(xiàn)。

2.3RSC工作時(shí)定子電壓變化過程分析

(1)送出線路發(fā)生故障

送出線路發(fā)生三相短路故障，當(dāng)轉(zhuǎn)子電流擾動(dòng)沒有達(dá)到Crowbar保護(hù)定值時(shí)，RSC仍與DFIG轉(zhuǎn)子繞組相連，提供勵(lì)磁電壓。

當(dāng)Rf≠0時(shí)，定子電壓滿足式(4)，維持穩(wěn)定。

當(dāng)Rf=0時(shí)，定子電壓、電流滿足式(5)、式(7)，故障發(fā)生后，us大幅下降致pgen、pmax立刻大幅減少，plim下降致pgen.ref、ird.ref逐漸減小，定子電流逐漸減少，定子電壓逐漸降低，形成的正反饋導(dǎo)致定子電流持續(xù)減少、定子電壓持續(xù)降低。

(2)網(wǎng)側(cè)斷路器斷開

t1時(shí)刻送出線路網(wǎng)側(cè)斷路器斷開，定子電壓、電流仍滿足式(5)、式(7)，同樣定子電壓持續(xù)降低、定子電流持續(xù)減少。

與Crowbar投入時(shí)類似，當(dāng)Rf≠0時(shí)，斷路器斷開后機(jī)端電壓躍降。

(3)瞬時(shí)故障清除

t2時(shí)刻故障清除后，pgen為零，定子電壓滿足式(8)，與Crowbar投入時(shí)類似，機(jī)端電壓將躍升。

如果躍升后的機(jī)端電壓超過us.L，此時(shí)轉(zhuǎn)子電流值也較大，pmax、plim將增大，由于內(nèi)環(huán)電流環(huán)PI調(diào)節(jié)速度一般遠(yuǎn)大于外環(huán)功率環(huán)，即使pref較小，ird.ref也會(huì)迅速增大，由于Xm較大，轉(zhuǎn)子電流增大致定子電壓迅速升高，形成的正反饋導(dǎo)致定子電壓持續(xù)升高，并且在ird.ref增大到限值ird.H前，pgen.ref和ird.ref雙重增加致us增速逐漸加快；ird.ref增大到限值ird.H后，us增速逐漸減慢。由于此階段網(wǎng)側(cè)斷路器已斷開、瞬時(shí)性故障也已清除，定子電壓升高曲線僅由RSC控制系統(tǒng)參數(shù)和發(fā)電機(jī)物理參數(shù)確定，與故障類型、故障位置、過渡電阻等外部因素?zé)o關(guān)。

如果躍升后的電壓低于us.L，并且故障清除后轉(zhuǎn)子電流值較小，pmax將保持為pgen.L，一般為零，plim、pgen.ref和轉(zhuǎn)子電流將減小，定子電壓將降低，形成的正反饋導(dǎo)致定子電壓持續(xù)降低。

其他條件下，定子電壓在us.L附近小幅波動(dòng)，直至定子電壓、轉(zhuǎn)子電流滿足前述兩種條件中的任何一種后，定子電壓將持續(xù)升高或降低。

上述三個(gè)階段的定子電壓變化過程如圖7所示，需要說明的是故障清除后定子電壓是否升高取決于t2前后的電壓、電流是否滿足前述條件，和過渡電阻沒有必然聯(lián)系。

圖7 RSC持續(xù)控制時(shí)定子電壓變化Fig.7 Variation of stator voltage with RSC

3 送出線路網(wǎng)側(cè)斷路器重合閘時(shí)間

重合閘時(shí)間Δt為網(wǎng)側(cè)斷路器斷開時(shí)刻t1到重新合閘時(shí)刻的時(shí)間間隔，為避免合閘沖擊，網(wǎng)側(cè)斷路器必須在DFIG定子接觸器完全斷開后重合，即Δt>t3-t1，而網(wǎng)側(cè)斷路器斷開時(shí)間t1一般為數(shù)十毫秒級，忽略該時(shí)間同時(shí)適當(dāng)增大時(shí)間裕度，認(rèn)為Δt=t3。

結(jié)合前述定子電壓變化過程和電壓保護(hù)特性可知，當(dāng)故障清除后定子電壓波動(dòng)，并且在持續(xù)時(shí)間接近tp.L時(shí)超過up.L，定子接觸器可達(dá)到如圖8所示的最大斷開時(shí)刻。

圖8 定子接觸器最大斷開時(shí)刻Fig.8 Maximum instant of opening stator contactor

由于定子接觸器斷開時(shí)定子沒有電流，忽略定子接觸器開斷時(shí)間，Δt等于t3.max滿足

Δt=t2+tp.L+tup+tp.H

(10)

式中：tup為定子電壓由up.L逐漸升高到up.H所需要的時(shí)間，由2.3節(jié)分析可知，針對某一特定風(fēng)機(jī)，如果通過合理設(shè)置低壓保護(hù)限值，能夠保證定子電壓達(dá)到up.L時(shí)轉(zhuǎn)子電流參考值達(dá)到限值，那么對于任一up.H，tup可認(rèn)為是定值，與tp.L、tp.H均可由風(fēng)機(jī)制造廠商提供；t2為瞬時(shí)性故障持續(xù)時(shí)間，可根據(jù)電網(wǎng)運(yùn)行數(shù)據(jù)和經(jīng)驗(yàn)統(tǒng)計(jì)獲得。

需要指出的是，該計(jì)算方法同樣適用于不含壓控功率限制環(huán)節(jié)的傳統(tǒng)雙饋風(fēng)機(jī)。目前風(fēng)電場的無功補(bǔ)償裝置包括固定電容補(bǔ)償器組(FC)和機(jī)械投切電容器組(MSC)等[4, 17]，當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，GSC立即向無功補(bǔ)償模式切換，和場內(nèi)其他無功補(bǔ)償裝置共同發(fā)出一定的無功功率支撐電網(wǎng)電壓[18]，縮短定子低壓持續(xù)時(shí)間，上述計(jì)算方法依然適用。

對于包含不同型號、不同參數(shù)雙饋風(fēng)機(jī)的風(fēng)電場，可將雙饋風(fēng)機(jī)按參數(shù)分類后，依據(jù)式(10)逐類計(jì)算合閘時(shí)間，送出線路合閘時(shí)間取各類雙饋風(fēng)機(jī)合閘時(shí)間的最大值。由于雙饋風(fēng)機(jī)定子均連接到同一母線，定子電壓波動(dòng)時(shí)間將縮短，因此風(fēng)電場重合閘時(shí)間較單機(jī)重合閘時(shí)間具有更大的裕度。

電網(wǎng)發(fā)生短路故障后，雙饋風(fēng)機(jī)還有可能因頻率越限、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速越限等脫網(wǎng)，如果該時(shí)間大于本文時(shí)間，則風(fēng)機(jī)實(shí)際上因電壓越限脫網(wǎng)，如果該時(shí)間小于本文時(shí)間，則本文時(shí)間具有更大的裕度。

4 仿真分析

4.1仿真系統(tǒng)參數(shù)

為驗(yàn)證上述分析結(jié)果，在DIgSILENT/Power Factory中搭建如圖1所示的仿真系統(tǒng)。風(fēng)電機(jī)組額定容量為2 MW，額定電壓690 V，定子電阻0.01 p.u.，定子漏抗0.1 p.u.，轉(zhuǎn)子電阻0.01 p.u.，轉(zhuǎn)子漏抗0.1 p.u.，勵(lì)磁電抗3.5 p.u.，撬棒電阻0.1 p.u.；三相升壓變壓器額定容量2.2 MVA，空載損耗2.2 kW，短路電壓百分比6 %；送出線路正序電阻0.089 Ω/km，正序電抗0.402 Ω/km，零序電阻0.354 Ω/km，零序電抗1.022 Ω/km，全長34 km。

Crowbar阻值取轉(zhuǎn)子電阻的10倍，為0.1 p.u.；Crowbar投入持續(xù)時(shí)間取3個(gè)周波，為60 ms；DFIG出力上下限值取1.1和0，對應(yīng)的us.H、us.L分別為0.87和0.13；保護(hù)模塊電壓上下限值up.H、up.L分別是1.5 p.u.和0.4 p.u.，相應(yīng)的允許持續(xù)時(shí)間tp.H、tp.L分別為0.1 s和1 s。

4.2定子電壓變化過程仿真

送出線路50 %位置在0 s時(shí)刻分別發(fā)生金屬性和經(jīng)30 Ω過渡電阻三相短路故障，0.1 s網(wǎng)側(cè)斷路器斷開，0.2 s瞬時(shí)性故障清除，故障前風(fēng)機(jī)出力2 MW，定子電壓、轉(zhuǎn)子電流和Crowbar投入信號變化如圖9。

圖9 三相短路故障對雙饋風(fēng)機(jī)的影響Fig.9 Influence on DFIG with 3-phase fault

從圖9可知，在斷路器斷開和故障清除瞬間，經(jīng)過渡電阻短路后的定子電壓分別發(fā)生了躍降和躍升，而金屬性故障后的定子電壓在斷路器斷開瞬間無明顯躍降，在故障清除瞬間無明顯躍升是因?yàn)檗D(zhuǎn)子電流非常小，躍升不明顯；轉(zhuǎn)子電流超過保護(hù)限值后，Crowbar投入加速轉(zhuǎn)子電流衰減，同時(shí)定子電壓逐漸降低；故障清除后經(jīng)過渡電阻短路的轉(zhuǎn)子電流仍較大，相應(yīng)的定子電壓在波動(dòng)849 ms后超過低壓保護(hù)限值，之后經(jīng)過107 ms達(dá)到過壓保護(hù)限值，定子接觸器在1 056 ms完全斷開；而金屬性短路的轉(zhuǎn)子電流很小，相應(yīng)的定子電壓始終低于低壓保護(hù)限值，定子接觸器在1 009 ms完全斷開；定子電壓、轉(zhuǎn)子電流變化過程與前述理論分析結(jié)果一致。

結(jié)合圖9定子升壓過程并考慮2倍裕度，可取tup為200 ms，根據(jù)式(10)可以計(jì)算重合閘時(shí)間為1 500 ms，該值可以保證在上述故障條件下重合閘不會(huì)產(chǎn)生合閘沖擊。

4.3升壓時(shí)間一致性仿真

相同故障時(shí)序下，仿真研究了風(fēng)機(jī)不同出力狀態(tài)對故障后定子電壓變化過程的影響，將風(fēng)機(jī)2 MW、1 MW出力對應(yīng)的曲線分別左移216 ms和92 ms后的仿真結(jié)果如圖10，從圖中可以看出，定子電壓從電壓保護(hù)下限到上限的升高曲線幾乎完全重合，數(shù)據(jù)整理結(jié)果如表1。

圖10 不同出力下三相短路故障后定子電壓的變化過程Fig.10 Influence on stator voltage with different power

風(fēng)機(jī)出力/MW越過04p．u．時(shí)刻/ms越過15p．u．時(shí)刻/ms升壓時(shí)間/msSw斷開時(shí)間/ms0463283739831070083987107251683196106809320120848999557910680105582

相同故障時(shí)序下，仿真研究了送出線路發(fā)生經(jīng)不同過渡電阻、不同故障類型短路故障后的定子電壓變化過程，限于文章篇幅不再給出仿真結(jié)果圖，數(shù)據(jù)整理結(jié)果如表2。表中，斷路器斷開后，三相、兩相接地和兩相相間金屬性故障由于定子電壓始終低于電壓保護(hù)下限，單相接地故障由于定子電壓始終高于電壓保護(hù)上限，因而沒有升壓時(shí)間。

表2 不同故障對定子電壓的影響

相同故障時(shí)序下，仿真研究了送出線路不同位置發(fā)生經(jīng)70 Ω過渡電阻三相短路故障后的定子電壓變化過程，數(shù)據(jù)整理結(jié)果如表3。

表3 故障位置對定子電壓的影響

由表1、表2和表3可知，升壓時(shí)間的最大值為108.70 ms，最小值為106.80 ms，波動(dòng)范圍不超過2 %，仿真結(jié)果驗(yàn)證了定子電壓在指定范圍內(nèi)的升壓時(shí)間與風(fēng)機(jī)出力、故障類型、故障位置、過渡電阻等外部因素?zé)o關(guān)。

同時(shí)計(jì)算出的重合閘時(shí)間均大于上述各種故障條件下的定子接觸器斷開時(shí)間，能夠保證重合閘時(shí)不會(huì)產(chǎn)生合閘沖擊。

5 結(jié) 論

針對沒有安裝線路電壓互感器或電壓互感器因故障等退出運(yùn)行的雙饋風(fēng)電場送出線路，本文理論分析了故障后各個(gè)階段DFIG定子電壓的變化過程，提出了送出線路網(wǎng)側(cè)斷路器重合閘時(shí)間計(jì)算方法，并得到如下結(jié)論：

(1)送出線路故障觸發(fā)Crowbar保護(hù)后，定子電壓將持續(xù)衰減，并且隔離故障后的衰減速度更慢；當(dāng)過渡電阻不為零，在網(wǎng)側(cè)斷路器斷開和故障清除時(shí)刻，定子電壓分別產(chǎn)生躍降和躍升。

(2)轉(zhuǎn)子換流器恢復(fù)控制后，由于含有壓控功率限制環(huán)節(jié)，故障清除后定子電壓、轉(zhuǎn)子電流初始值影響定子電壓的后續(xù)變化過程，定子電壓短時(shí)波動(dòng)后持續(xù)升高或持續(xù)降低。

(3)故障清除后，定子電壓在某一范圍內(nèi)的升高時(shí)間僅由轉(zhuǎn)子換流器控制參數(shù)和發(fā)電機(jī)物理參數(shù)確定，與故障類型、故障位置、過渡電阻等無關(guān)。

(4)送出線路電網(wǎng)側(cè)斷路器重合閘時(shí)間按照所提方案整定，能夠使其在雙饋風(fēng)電場脫網(wǎng)后盡快重合，有利于雙饋風(fēng)電場盡快恢復(fù)并網(wǎng)，增強(qiáng)電網(wǎng)穩(wěn)定性。

(5)對于安裝了線路電壓互感器的送出線路，可以基于本方法計(jì)算重合延時(shí)，設(shè)置延時(shí)重合閘作為后備，當(dāng)檢測到線路電壓互感器斷線等故障時(shí)，自動(dòng)切換到延時(shí)重合閘。

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Study on Doubly-fed Wind Farm Transmission Line Reclosure Time Calculating

XU Yan, LU Zhenwei, WANG Hui

(State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources，North China Electric Power University，Baoding 071003，China)

Because of some investment reasons, in double-fed induction generator (DFIG) wind farm transmission line, reclosure mode is limited when potential transformer is not installed or out of service. In that case, auto-reclosure at fixed time is widely used. But the delay setting is usually based on experience and lack of theoretical basis. Voltage exceeding is the major reason that leads to the off-grid DFIG and reactive-load compensation equipment. What’s more, over-voltage will cause great damage to equipment. This paper firstly analyzes variation of stator voltage in different stages when short-circuit fault occurs. Then basing on the protection model of DFIG, a method of calculating reclosure time for DFIG wind farm transmission line is proposed. Finally, a grid-tired simulation model of DFIG wind farm was constructed in DIgSILENT/PowerFactory, and the characteristic of stator voltage is analyzed in different fault conditions. The results validate the theoretical analysis and the proposed method.

reclosure time; transmission line; wind farm; double-fed induction generator unit; stator voltage

10.3969/j.ISSN.1007-2691.2017.05.02

TM614;TM77

A

1007-2691(2017)05-0010-08

2017-02-21.

國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)資助項(xiàng)目(2015AA050101); 中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金項(xiàng)目(13MS76).

徐巖(1976-)，男，副教授，主要研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)保護(hù)與安全控制，新能源發(fā)電和智能電網(wǎng)；魯振威(1991-)，男，碩士研究生，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)保護(hù)與安全控制。