基于模塊化多電平換流器并聯(lián)方案的大容量海上風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)一體化測試裝置參數(shù)設(shè)計(jì)及驗(yàn)證

趙偉，郭敬梅，劉正富，吳小可，蘇雷濤，王朋，楊汾艷，朱良合

(1. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣州510080；2. 廣東電科院能源技術(shù)有限責(zé)任公司，廣州510080)

0 引言

國家能源局權(quán)威數(shù)據(jù)顯示，2019年我國新增并網(wǎng)風(fēng)電裝機(jī)25.74 GW，累計(jì)并網(wǎng)裝機(jī)210.05 GW，其中陸上風(fēng)電新增并網(wǎng)裝機(jī)23.76 GW，海上風(fēng)電新增裝機(jī)1.98 GW。陸上風(fēng)電累計(jì)并網(wǎng)裝機(jī)0.204 TW、海上風(fēng)電累計(jì)并網(wǎng)裝機(jī)5.93 GW，海上風(fēng)電已經(jīng)成為國家重要的新能源。隨著海上風(fēng)能資源利用率的提高及機(jī)組單位千瓦投資成本的降低，海上風(fēng)電機(jī)組大型化趨勢明顯[1 - 4]。

大容量的海上風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)，對系統(tǒng)的穩(wěn)定性影響較大[5 - 9]，但是目前國內(nèi)還沒有針對大容量的海上風(fēng)電機(jī)組涉網(wǎng)試驗(yàn)的相關(guān)產(chǎn)品：現(xiàn)有電網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置只能通過并聯(lián)多個共直流母線的二電平或三電平變流器以達(dá)到較大的容量，較小的回路阻抗使得對各換流器輸出電壓不一致性較為敏感進(jìn)而易造成內(nèi)部環(huán)流，因此只適用于中小型容量機(jī)型的電網(wǎng)適應(yīng)性檢測[5]。目前國內(nèi)廠家如廣州智光電氣、中電普瑞等，采用模塊化級聯(lián)電力電子變流器結(jié)構(gòu)，典型實(shí)現(xiàn)方案如專利文獻(xiàn)[5]所示。該方案提供的電網(wǎng)適應(yīng)性裝置由低頻擾動和高頻擾動裝置串聯(lián)而成，以低壓變流器并聯(lián)控制為實(shí)現(xiàn)路徑，而典型低壓變流器輸出交流電壓為380 V，設(shè)備要達(dá)到較大的容量需要并聯(lián)多個變流器，多個變流器元件參數(shù)和運(yùn)行情況會有一定的差異性和相互作用，極易造成內(nèi)部環(huán)流，對控制系統(tǒng)要求苛刻，因此該方案只適用于中小型容量機(jī)型的電網(wǎng)適應(yīng)性檢測。

此外，現(xiàn)有低/高電壓故障穿越測試裝置國內(nèi)多采用阻抗分壓或阻容并聯(lián)式裝置[10 - 12]，但對大容量(如8 MW)的海上風(fēng)電機(jī)組來說，阻抗分壓或阻容并聯(lián)式裝置存在設(shè)備數(shù)量多、操作復(fù)雜等缺陷[13 - 17]。

另外，目前國內(nèi)風(fēng)電機(jī)組高/低電壓穿越測試和電網(wǎng)適應(yīng)性越測試只能通過兩套獨(dú)立的測試裝置來實(shí)現(xiàn)?，F(xiàn)行標(biāo)準(zhǔn)《GB/T 36995—2018風(fēng)力發(fā)電機(jī)組故障電壓穿越能力測試規(guī)程》[18]推薦采用阻抗(阻容)分壓裝置進(jìn)行高/低電壓穿越測試，而《GB/T 36994—2018風(fēng)力發(fā)電機(jī)組電網(wǎng)適應(yīng)性測試規(guī)程》[19]推薦的風(fēng)電機(jī)組電網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置，因需要模擬電網(wǎng)的頻率、電壓變化，只能通過電力電子變換器原理。因此目前國內(nèi)高/低壓穿越和電網(wǎng)適應(yīng)性都是分開獨(dú)立進(jìn)行的。如國內(nèi)深圳禾望、廣州智光電氣、中電普瑞等廠家將電網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置和高/低電壓故障穿越測試裝置分開設(shè)計(jì)，占地面積大、運(yùn)輸不便、測試周期長、測試成本高、現(xiàn)場交接頻繁。

因此，一體化的大容量海上風(fēng)電機(jī)組涉網(wǎng)試驗(yàn)裝置亟待研發(fā)。

根據(jù)國際電工委員會(IEC)2019年最新發(fā)布的風(fēng)電機(jī)組電能質(zhì)量測試修訂標(biāo)準(zhǔn)《Wind energy generation systems-part 21-1:measurement and assessment of electrical characteristics-wind turbines》[20]，風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越測試除了可以采用阻抗分壓原理測試裝置外，也可以采用交流電網(wǎng)模擬器或者其它合適的測試系統(tǒng)，并提出可以采用的幾種測試裝置：基于電容器組的測試單元；基于變壓器形式的測試系統(tǒng)；基于電力電子變換器的測試系統(tǒng)，也稱為交流電網(wǎng)模擬器。據(jù)此，本文考慮采用基于電力電子變換器的高/低電壓故障穿越測試裝置，進(jìn)而將基于電力電子變換器的電網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置與高/低電壓故障穿越測試裝置進(jìn)行一體化設(shè)計(jì)。

本文主要采用模塊化電力電子換流器并聯(lián)以擴(kuò)容的總體方案，代替多個共直流母線變流器并聯(lián)的擴(kuò)容方式；采用電力電子技術(shù)模擬低/高電壓故障，代替阻抗分壓、阻容并聯(lián)式裝置；將電網(wǎng)擾動發(fā)生裝置和電網(wǎng)故障模擬發(fā)生裝置進(jìn)行一體化設(shè)計(jì)，以降低測試過程中的人力物力成本和安全風(fēng)險(xiǎn)，適應(yīng)海上風(fēng)電機(jī)組大型化發(fā)展的一體化涉網(wǎng)檢測需要。針對以上方案，提出了其主電路參數(shù)選擇方法及控制策略，最后通過PSCAD/EMTDC軟件仿真計(jì)算驗(yàn)證其正確性及有效性。

1 大容量海上風(fēng)電機(jī)組一體化并網(wǎng)測試裝置拓?fù)浼皡?shù)選擇

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

本文所設(shè)計(jì)的大容量高精度隔離型海上風(fēng)電機(jī)組一體化測試裝置，以模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)并聯(lián)拓?fù)錇榭傮w方案，以背靠背的形式組合而成，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。兩套背靠背裝置分布采用集裝箱布置，便于移動式運(yùn)輸和擴(kuò)容。為降低并聯(lián)環(huán)流，兩套換流器采用相同的控制模式，且不共直流母線。整流器運(yùn)行于Vdc/Q模式，以穩(wěn)定直流電壓；逆變器采用分相V/F模式，可以運(yùn)行于孤島模式，為風(fēng)機(jī)平穩(wěn)啟動提供穩(wěn)定電壓。

圖1 大容量海上風(fēng)電機(jī)組一體化測試電源裝置Fig.1 Large-capacity offshore wind farm integrated test device

MMC每個橋臂由N個功率模塊順序級聯(lián)構(gòu)成，每個換流單元可以輸出0和Uc兩種電壓，則橋臂輸出電壓的狀態(tài)將在0,Uc,2Uc,…,NUc之間變化，即具有N+1個電平狀態(tài)。根據(jù)該控制原理，該裝置可以通過脈寬調(diào)制技術(shù)直接控制MMC輸出的電壓波形，因此只需依照實(shí)際試驗(yàn)需求，輸出預(yù)設(shè)的調(diào)制波形，即可模擬高/低壓連鎖故障、電網(wǎng)電壓不平衡、頻率偏差、電網(wǎng)諧波等復(fù)雜試驗(yàn)類型，不需要再采用阻抗分壓或阻容并聯(lián)式高低穿發(fā)生裝置，也不需要將電網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置和高/低電壓故障穿越測試裝置分開設(shè)計(jì)，降低了操作難度、減少了設(shè)備數(shù)量。

MMC橋臂通過功率子模塊級聯(lián)的方式，組合出高電壓大容量系統(tǒng)，并進(jìn)行集裝箱設(shè)計(jì)以滿足系統(tǒng)的可移動性。如果采用一套大容量MMC進(jìn)行設(shè)計(jì)勢必整體尺寸過大，因此可以采取將兩套模塊化多電平換流器并聯(lián)的方式，這兩套換流器應(yīng)采用相同的控制模式以降低并聯(lián)環(huán)流。其中，功率子模塊選用半橋子模塊(half bridge sub-module, HBSM)，因其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)簡單、易封裝、損耗小、控制簡單，適用于外界環(huán)境干擾小的集裝箱環(huán)境[21]。

綜上可見，該裝置無需分成不同的試驗(yàn)裝置，可以解決占地面積大、移動運(yùn)輸難、技術(shù)交接復(fù)雜的問題；可以在增加變流器容量的同時，降低變流器內(nèi)部環(huán)流；可以通過脈寬調(diào)制技術(shù)直接控制MMC輸出的電壓波形，解決阻抗分壓或阻容并聯(lián)式高低穿發(fā)生裝置的設(shè)備數(shù)量多、操作復(fù)雜、控制不靈活等問題。

1.2 參數(shù)選擇

1.2.1 裝置容量

《GB/T 36995—2018風(fēng)力發(fā)電機(jī)組故障電壓穿越能力測試規(guī)程》針對阻抗分壓式的測試原理，在測試條件中規(guī)定“測試點(diǎn)的短路容量至少為風(fēng)電機(jī)組額定容量的3倍”，而未針對電力電子式的風(fēng)機(jī)并網(wǎng)檢測設(shè)備容量問題進(jìn)行規(guī)定。被測風(fēng)機(jī)屬于全功率型風(fēng)機(jī)，考慮到故障期間風(fēng)機(jī)的機(jī)械功率不會突變，若采用電力電子方式進(jìn)行故障模擬，流過電力電子裝置的功率不會超過風(fēng)機(jī)滿功率運(yùn)行時的總功率?？紤]2倍容量裕度，結(jié)合仿真計(jì)算結(jié)果，每套MMC的容量選擇為8 MW。

1.2.2 功率模塊

MMC換流器子模塊數(shù)目將影響其輸出電壓諧波，通過仿真計(jì)算確定本裝置采用的子模塊數(shù)為N=32。

本裝置中功率子模塊實(shí)際工作電壓為850 V左右，但考慮到開關(guān)器件動作時的尖峰電壓及直流電容電壓上存在的波動，一般選擇功率模塊直流電壓等級時需考慮留有1.5～2倍裕量。因此功率子模塊選擇直流電壓等級1 700 V。相應(yīng)地，1 700 V的功率模塊大致有3種通流能力：450 A、600 A和800 A。流過子模塊的電流Iigbt計(jì)算如式(1)所示。

(1)

式中：S為裝置容量，S=8 MVA；k為調(diào)制比，k≈0.95；N為子模塊數(shù)，N=32；UC為子模塊電容電壓，UC=797 V。經(jīng)計(jì)算，Iigbt=281 A，考慮1.5～2.5倍左右的裕量，選擇通流能力為600 A，即選擇1 700 V/600 A的功率模塊。

1.2.3 聯(lián)接變壓器

聯(lián)結(jié)變壓器容量考慮為單臺風(fēng)機(jī)單功率運(yùn)行工況，即8 MW?？紤]到三相不平衡仿真的需要，并實(shí)現(xiàn)閉環(huán)控制，變壓器一次二次均采用星型連接接法，其中網(wǎng)側(cè)星型接地，閥側(cè)星型不接地。

參考《GB/T 6451—2008油浸式電力變壓器技術(shù)參數(shù)和要求》[22]中推薦高-中壓變壓器短路阻抗一般為10%～15%，此處變壓器短路阻抗選擇為12%。

對于變壓器變比，一次側(cè)聯(lián)接電網(wǎng)，為35 kV。為同時具備低穿和高穿功能，且提高設(shè)備利用率，本裝置設(shè)置兩個檔位，即二次側(cè)分別為低穿檔Uac2L和高穿檔Uac2H。

低電壓穿越時，前面已按照低穿時對諧波的要求進(jìn)行了子模塊數(shù)、直流電壓等參數(shù)選擇，在此基礎(chǔ)上按照正常運(yùn)行時設(shè)調(diào)制比k≈0.95，因此聯(lián)接變壓器的二次側(cè)電壓Uac2L可以用式(2)進(jìn)行估計(jì)。

(2)

經(jīng)計(jì)算聯(lián)接變壓器二次側(cè)電壓Uac2L≈14.9 kV。

高電壓穿越時，考慮在換流器輸出1.3倍過壓時換流器運(yùn)行在最大調(diào)制比，此時聯(lián)接變壓器的二次側(cè)電壓可以用式(3)進(jìn)行估計(jì)。

(3)

式中k0為聯(lián)接變壓器的二次側(cè)電壓。經(jīng)計(jì)算，聯(lián)接變壓器二次側(cè)電壓Uac2H≈11.3 kV。

1.2.4 子模塊電容

子模塊的直流支撐電容應(yīng)能起到能量存儲和直流電壓支撐的作用。子模塊的直流支撐電容與MMC額定功率、橋臂模塊個數(shù)、子模塊直流電壓、之間的關(guān)系如式(4)所示：

(4)

式中：C為子模塊的支流支撐電容；S為MMC變流器額定功率，S=8 MVA；ω0為額定角頻率，ω0=314 rad/s；ε為直流電壓波動系數(shù)，ε=3.75%；cosφ為單位功率因數(shù)，cosφ=1。經(jīng)計(jì)算，子模塊電容選擇為8 000 μF。

1.2.5 閥電抗器

從3個方面確定MMC閥電抗值。

1)MMC等效聯(lián)結(jié)電抗器由兩部分組成，如式(5)所示。

(5)

考慮電網(wǎng)背景基波負(fù)序電壓限值為額定電壓的1.5%，在此背景基波負(fù)序電壓下，為使沒有配置負(fù)序電流抑制器的MMC能夠長期運(yùn)行，要求流過聯(lián)接電抗器的負(fù)序電流大約為MMC額定電流的5%～10%，即MMC等效聯(lián)結(jié)電抗器還應(yīng)滿足式(6)。

(6)

式中：δN為聯(lián)接電抗器兩側(cè)的額定工況下的相角差(以PCC點(diǎn)為電壓基準(zhǔn))，δN的范圍為8.6 °～17.5 °。第1.2.3節(jié)中已選擇變壓器電抗XT=0.12 p.u.，則橋臂電抗XL0選擇范圍為0.03～0.17 p.u.。

2)指定環(huán)流大小下的橋臂串聯(lián)電抗L0應(yīng)滿足式(7)。

(7)

式中：ω0為額定角頻率；C0為子模塊電容；Udc為直流母線電壓，Udc=25.5 kV；Ikm為橋臂環(huán)流。

由此表明，即使沒有任何環(huán)流抑制措施，Ikm的占比為總橋臂電流的30%，橋臂電流增加約5%。此外，橋臂電抗與橋臂子模塊電容為電感電容串聯(lián)電路，相單元串聯(lián)諧振角頻率ωres如式(8)所示。

(8)

為避免發(fā)生串聯(lián)諧振，選擇電抗器L0使得ωres在1.0ω0附近是合理的。

3)橋臂電抗Ls越大，橋臂電流波動越小，電流的諧波性能也就越好。但是當(dāng)Ls過大時，會降低電流的跟蹤速度。

電流過零時電流的變化率最大，為滿足柔性直流輸電系統(tǒng)的迅速響應(yīng)的要求，電流的跟蹤速度應(yīng)該高于電流變化率的最大值，如式(9)所示。

(9)

式中：Δi為一定時段內(nèi)電流變化量；Ii為電流峰值；ω為電流角頻率；Ls為橋臂電抗；Tc為直流電流控制的周期；usi為系統(tǒng)i相電壓瞬時值，取usi=0；Ucimax為換流器輸出的最大相電壓，若電流跟蹤控制方法采用直接電流控制法，則在一個控制時段內(nèi)，Ucimax最大可達(dá)±Udc/2，這里取Ucimax=10 kV。

綜合上述3點(diǎn)因素考慮，本裝置選擇的橋臂電抗器為10 mH。

1.2.6 平波電抗器

考慮抑制直流側(cè)的諧波，設(shè)置10 mH的平波電抗器。

1.2.7 啟動電阻

啟動電阻設(shè)計(jì)主要考慮預(yù)充期間的累積能量及充電時間。理論推導(dǎo)及試驗(yàn)表明，啟動電阻在預(yù)充期間所累積的能量等于換流器預(yù)充電結(jié)束后模塊電容所儲存的能量。因此，對兩套換流器充電時，單相電阻的累積能量W可由式(10)計(jì)算。

(10)

N=32、UC=797 V、C=8 mF。經(jīng)計(jì)算，預(yù)充期間所積累能量W為325.2 kJ。

預(yù)充電時間與啟動電阻和橋臂等效電容的等效時間常數(shù)有關(guān)。設(shè)定預(yù)充電時間為1 s，預(yù)充電阻R與橋臂等效電容Ceq的等效時間常數(shù)為τ=2RCeq(輸入輸出端各有一個充電電阻)，根據(jù)RC回路充電原理即3τ=1 s。其中，橋臂等效電容可由式(11)計(jì)算得到。

(11)

N=32、C=8 mF。經(jīng)計(jì)算，啟動電阻R=111 Ω?？紤]電容充電電壓和充電時間留取裕量，實(shí)際啟動電阻取100 Ω。

2 大容量海上風(fēng)電機(jī)組一體化并網(wǎng)測試裝置控制策略

本文以背靠背形式組合而成的大容量高精度隔離型海上風(fēng)電機(jī)組測試電源，控制保護(hù)系統(tǒng)按照裝置的功能需求進(jìn)行設(shè)計(jì)，兩套MMC運(yùn)行在不同模式：網(wǎng)側(cè)MMC運(yùn)行在Udc/Q模式，機(jī)側(cè)MMC運(yùn)行在分相V/F控制模式?？刂苾商譓MC之間直流電壓穩(wěn)定運(yùn)行在±12.75 kV。

Udc/Q模式這里不再贅述。分相V/F控制模式通過設(shè)置不同參數(shù)實(shí)現(xiàn)輸出交流電壓的幅值、相位、頻率的可調(diào)，輸出電壓目標(biāo)值由基準(zhǔn)電壓、基頻電壓差值、諧波指令電壓三者合成，頻率獨(dú)立設(shè)置。給定基準(zhǔn)電壓值后，分別獨(dú)立檢測和計(jì)算ABC三相電壓的實(shí)際偏差量后，輸出電壓閉環(huán)控制，電壓環(huán)以合成的輸入電壓基準(zhǔn)值為目標(biāo)指令進(jìn)行PI變換調(diào)節(jié)，輸出電壓指令補(bǔ)償值與輸出電壓基準(zhǔn)相加作為輸出電壓指令。如需進(jìn)行諧波補(bǔ)償，則在計(jì)算基準(zhǔn)電壓與三相電壓的實(shí)際偏差量疊加的同時，再疊加需要補(bǔ)償次數(shù)諧波的調(diào)制量以輸出三相電壓基準(zhǔn)值。分相V/F控制策略如圖2所示，其中K為系統(tǒng)正常運(yùn)行時的調(diào)制比(0.8～1.0)，參考電壓幅值、參考電壓角度、頻率、諧波電壓的生成需滿足《GB/T 15543—2008電能質(zhì)量 三相電壓不平衡》[23]、《GB/T 36995—2018風(fēng)力發(fā)電機(jī)組故障電壓穿越能力測試規(guī)程》、《Q/CSG 1211017—2018風(fēng)電場接入電網(wǎng)技術(shù)規(guī)范》[24]等標(biāo)準(zhǔn)的相關(guān)定義和要求。

圖2 分相V/F控制策略Fig.2 Split-phase V/F control strategy

3 大容量海上風(fēng)電機(jī)組一體化并網(wǎng)測試裝置并聯(lián)均流仿真驗(yàn)證

本測試裝置采用兩套MMC并聯(lián)的方案，可能由于主回路參數(shù)和控制參數(shù)不一致造成設(shè)備內(nèi)部的環(huán)流。為研究主回路參數(shù)和控制參數(shù)對并聯(lián)均流效果的影響，本部分以橋臂電感、變壓器短路阻抗、從控制器延時的不同偏差為例進(jìn)行對比計(jì)算分析。表1以橋臂電感和變壓器參數(shù)相差5%、10%、控制時刻相差10 μs、30 μs為例，仿真驗(yàn)證了不同主回路參數(shù)及控制參數(shù)下兩套MMC的輸出差異。

表1 不同主回路參數(shù)及控制參數(shù)下兩套MMC輸出差異Tab.1 Output differences between two MMCs with distinguished main circuit parameters and distinguished control parameters

從仿真結(jié)果來看，當(dāng)控制參數(shù)一定、主回路參數(shù)存在差異時，兩套裝置輸出功率差別較小，裝置并聯(lián)均流容易實(shí)現(xiàn)；當(dāng)兩套裝置輸出電壓幅值有差異時，輸出功率差別較大，功率將轉(zhuǎn)移到輸出電壓比較高的那一側(cè)；當(dāng)控制參數(shù)差異較大時，兩套裝置輸出功率差別較大。由此可以得出結(jié)論，當(dāng)兩套MMC控制參數(shù)一致時，兩套MMC并聯(lián)運(yùn)行即從原理上可行，環(huán)流問題能夠較好解決。

4 大容量海上風(fēng)電機(jī)組一體化并網(wǎng)測試裝置仿真驗(yàn)證

本文基于PSCAD/EMTDC仿真軟件，搭建了基于兩套MMC并聯(lián)方案的大容量海上風(fēng)電機(jī)組一體化涉網(wǎng)試驗(yàn)系統(tǒng)。模型由兩套MMC裝置并聯(lián)組成，其中每套裝置由網(wǎng)側(cè)降壓變壓器、電網(wǎng)側(cè)換流閥、負(fù)載側(cè)換流閥、負(fù)載側(cè)升壓變壓器構(gòu)成。風(fēng)機(jī)升壓變壓器與換流閥間有5 km海底電纜模型。

4.1 穩(wěn)態(tài)諧波分析

為驗(yàn)證設(shè)計(jì)方案的運(yùn)行特性，本節(jié)首先對穩(wěn)態(tài)情況下裝置輸出波形進(jìn)行諧波校驗(yàn)。由于全功率型風(fēng)機(jī)也包含背靠背變換器且也具備故障穿越控制策略，相比于空載或阻感性負(fù)載，與測試裝置的控制策略相互作用影響控制效果，因此選擇帶8 MW風(fēng)機(jī)為例進(jìn)行本裝置的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行情況說明，并通過快速傅里葉變換(FFT)計(jì)算PCC點(diǎn)處三相交流電壓諧波分析，結(jié)果如圖3所示。

圖3 本裝置帶8 MW風(fēng)機(jī)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行波形Fig.3 Steady state operation waveform under 8 MW load condition

4.2 低壓穿越試驗(yàn)仿真

在空載和帶8 MW風(fēng)機(jī)兩種工況下，進(jìn)行低穿仿真試驗(yàn)。我國標(biāo)準(zhǔn)《GB/T 19963—2011風(fēng)電場接入電力系統(tǒng)技術(shù)規(guī)范》[25]規(guī)定：風(fēng)電場并網(wǎng)點(diǎn)電壓跌至20%標(biāo)稱電壓時，風(fēng)電場內(nèi)的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組能夠保證不脫網(wǎng)連續(xù)運(yùn)行625 ms；風(fēng)電場并網(wǎng)點(diǎn)電壓在發(fā)生跌落后2 s內(nèi)能夠恢復(fù)到標(biāo)稱電壓的90%時，風(fēng)電場內(nèi)的風(fēng)電機(jī)組應(yīng)保證不脫網(wǎng)連續(xù)運(yùn)行。

在空載情況下，設(shè)置并網(wǎng)點(diǎn)PCC點(diǎn)處AB兩相線電壓幅值跌落至0.5 p.u.并持續(xù)1 214 ms，仿真結(jié)果如圖4所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足空載情況下進(jìn)行低壓穿越試驗(yàn)的要求。

圖4 空載低穿仿真中PCC點(diǎn)電壓設(shè)定值與實(shí)際值Fig.4 Set value and actual value of PCC point voltage in low voltage ride-through simulation under no-load condition

在帶8 MW風(fēng)機(jī)情況下，設(shè)置并網(wǎng)點(diǎn)PCC點(diǎn)處BC兩相線電壓幅值跌落至0.5 p.u.并持續(xù)1 214 ms，仿真結(jié)果如圖5所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足帶8 MW風(fēng)機(jī)情況下進(jìn)行低壓穿越試驗(yàn)的要求。

圖5 本裝置帶8 MW風(fēng)機(jī)低穿仿真中PCC點(diǎn)電壓設(shè)定值與實(shí)際值Fig.5 Set value and actual value of PCC point voltage in low voltage ride-through simulation under 8 MW load condition

4.3 高壓穿越試驗(yàn)仿真

在空載和帶8 MW風(fēng)機(jī)兩種工況下，進(jìn)行高穿仿真試驗(yàn)。

在空載情況下，設(shè)置并網(wǎng)點(diǎn)PCC點(diǎn)處AB兩相線電壓幅值抬升至1.2 p.u.并持續(xù)2 s，仿真結(jié)果如圖6所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足空載情況下進(jìn)行高壓穿越試驗(yàn)的要求。

圖6 空載高穿仿真中PCC點(diǎn)電壓設(shè)定值與實(shí)際值Fig.6 Set value and actual value of PCC point voltage in how voltage ride-through simulation under no-load condition

在帶8 MW風(fēng)機(jī)情況下，設(shè)置并網(wǎng)點(diǎn)PCC點(diǎn)處AB兩相線電壓幅值抬升至1.2 p.u.并持續(xù)2 s，仿真結(jié)果如圖7所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足帶8 MW風(fēng)機(jī)情況下進(jìn)行高壓穿越試驗(yàn)的要求。

圖7 本裝置帶8 MW風(fēng)機(jī)高穿仿真中PCC點(diǎn)電壓設(shè)定值與實(shí)際值Fig.7 Set value and actual value of PCC point voltage in how voltage ride-through simulation under 8 MW load condition

4.4 電壓不平衡輸出仿真

文獻(xiàn)[23]中定義負(fù)序(或零序)電壓的不平衡度為負(fù)序(或零序)電壓的均方根值與正序電壓的均方根值的比值。分別設(shè)置10%與20%的負(fù)序不平衡度，在空載情況下進(jìn)行電壓不平衡輸出仿真，裝置輸出波形如圖8所示。文獻(xiàn)[19]規(guī)定，并網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置在三相電壓不平衡適應(yīng)性測試上的量化指標(biāo)應(yīng)滿足：三相電壓不平衡度設(shè)定值不小于4.0%，且幅值或相位可調(diào)，三相電壓不平衡度輸出步長不大于0.1%，最大允許偏差不大于±0.5%。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定的不平衡電壓。

圖8 空載情況下負(fù)序不平衡仿真輸出Fig.8 Negative unbalance voltage signal simulation output under no-load condition

4.5 頻率偏差仿真

在空載情況下，進(jìn)行48 Hz和51.5 Hz的頻率偏差輸出仿真試驗(yàn)，裝置輸出如圖9所示。文獻(xiàn)[19]規(guī)定，并網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置在頻率偏差適應(yīng)性測試上的量化指標(biāo)應(yīng)滿足：頻率范圍不小于48.0～51.5 Hz，頻率輸出步長不大于0.1 Hz，頻率變化率輸出步長不大于0.1 Hz/s，頻率偏差最大允許偏差不大于±0.1 Hz，頻率變化率最大允許偏差不大于±0.1 Hz/s。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定頻率的電壓信號。

圖9 空載情況下頻率偏差電壓輸出Fig.9 Output voltage signal in various frequency simulation under no-load condition

4.6 諧波輸出仿真

文獻(xiàn)[19]規(guī)定，并網(wǎng)適應(yīng)性測試裝置在諧波電壓適應(yīng)性測試上的量化指標(biāo)應(yīng)滿足：輸出的間諧波電壓的頻率應(yīng)為5nHz(n為整數(shù)且1≤n≤19)， 1 kV以上的電壓的間諧波電壓含有率限值應(yīng)為：100 Hz以下的含有率限值0.16%，100～800 Hz的含有率限值0.4%；輸出的諧波電壓最小范圍為2～25次，可輸出的各次諧波電壓應(yīng)滿足GB/T 14549規(guī)定的限值范圍如表2所示。

表2 公用電網(wǎng)諧波電壓(相電壓)限值Tab.2 Harmonic voltage-limit (phase voltag-limit) in public power grid

在空載情況下，進(jìn)行3次諧波和8次諧波輸出仿真試驗(yàn)，裝置輸出如圖10所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定諧波的電壓信號。

圖10 空載情況下諧波電壓輸出Fig.10 Output voltage signal with harmonics under no-load condition

4.7 電壓波動仿真

進(jìn)行電壓波動仿真，電壓幅值以5 Hz頻率按正弦規(guī)律波動，波動幅值±20%，裝置輸出如圖11所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定頻率及幅值的波動電壓信號。

圖11 裝置輸出5 Hz、波動±20%的電壓波動信號Fig.11 Output voltage fluctuation signal under 5 Hz and 20% voltage fluctuation condition

4.8 小結(jié)

通過上述仿真算例可以看到，本文所設(shè)計(jì)的大容量海上風(fēng)電機(jī)組一體化并網(wǎng)測試裝置能夠同時實(shí)現(xiàn)高/低壓穿越測試裝置與并網(wǎng)適應(yīng)性裝置需要的功能，包括穩(wěn)態(tài)諧波分析、高/低壓穿越試驗(yàn)、電壓不平衡輸出試驗(yàn)、頻率偏差輸出、諧波輸出、電壓波動及閃變輸出的功能；該裝置在帶8 MW大容量風(fēng)機(jī)情況下能夠正常工作。

5 結(jié)論

本文采用基于HBSM的模塊化多電平換流器并聯(lián)的系統(tǒng)，詳細(xì)闡述了大容量海上風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)一體化集成測試裝置的一次側(cè)設(shè)計(jì)原理及參數(shù)選擇方案，進(jìn)行了大容量海上風(fēng)電機(jī)組一并網(wǎng)體化測試裝置設(shè)計(jì)，以期向被測風(fēng)電機(jī)組提供電網(wǎng)適應(yīng)性測試所需要的電壓波形，穩(wěn)定輸出指定幅值、頻率和波形的電壓信號。

本文通過PSCAD/EMTDC仿真計(jì)算，驗(yàn)證了該裝置設(shè)計(jì)方案能夠滿足高/低電壓穿越、電壓不平衡、頻率偏差、諧波輸出、電壓波動及閃變等并網(wǎng)適應(yīng)性測試需求；驗(yàn)證了該裝置能夠以換流器本身控制策略代替阻抗分壓或阻容并聯(lián)式測試裝置方便、定量控制并網(wǎng)點(diǎn)電網(wǎng)在0.2～1.3 p.u.之間連續(xù)可調(diào)滿足高/低穿故障穿越的測試要求。此外，一體化的集成設(shè)計(jì)有利于減小設(shè)備占地及成本。