海上風(fēng)電集群與火電打捆外送系統(tǒng)短路比定義及影響因素分析

陳作舟，余浩，王盼盼，陳鴻琳，陳武暉*

（1.江蘇大學(xué)電氣信息工程學(xué)院，江蘇省 鎮(zhèn)江市 212013；2.廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電網(wǎng)規(guī)劃研究中心，廣東省 廣州市 510080；3.太原理工大學(xué)電氣與動力工程學(xué)院，山西省 太原市 030024）

0 引言

海上風(fēng)電出力水平普遍優(yōu)于陸上風(fēng)電，同等條件下海上風(fēng)力機的年發(fā)電量比陸上高70%。但海上風(fēng)電同其他清潔能源發(fā)電一樣，具有波動性、間歇性和不可預(yù)測性，增加了電網(wǎng)調(diào)峰、調(diào)頻的壓力。海上風(fēng)電同陸上火電打捆并網(wǎng)外送，是改善上述問題的有效措施[1]。

受到隨新能源并網(wǎng)接入交流電網(wǎng)的電力電子設(shè)備數(shù)量增加以及電網(wǎng)容量擴大的影響，交流系統(tǒng)電網(wǎng)強度降低，設(shè)備間耦合程度因而加劇，甚至?xí)l(fā)次同步振蕩相關(guān)問題[2-8]。因此，新能源饋入電網(wǎng)后系統(tǒng)強度能較好地反映新能源電力電子設(shè)備接入交流電網(wǎng)的次同步振蕩風(fēng)險[9-10]，這對于保證電網(wǎng)穩(wěn)定運行起到重要作用。

為解決這一問題，工程中常采用短路比(shortcircuit ratio，SCR)的定義來反映電力電子設(shè)備饋入交流系統(tǒng)的相對強度，其計算方式由交流系統(tǒng)的短路容量和電力電子設(shè)備額定容量計算得出[11-13]。在常規(guī)的單饋入系統(tǒng)中，常以短路比2和3作為區(qū)分“較弱”“弱”“強”系統(tǒng)的邊界短路比[14]。單饋入系統(tǒng)短路比能較清晰地反映交流網(wǎng)絡(luò)相對強度并具有明確的物理概念[15]，與其相比，由于新能源多場站并網(wǎng)中常存在耦合、各場站間各自作用，以及多回交直流間相互影響難以考慮等問題，使得新能源多饋入系統(tǒng)的定義及指標(biāo)更難分析[16-17]。近年來，有多位學(xué)者提出多饋入交直流系統(tǒng)短路比定義。文獻[18-19]考慮交直流混聯(lián)系統(tǒng)的運行方式，提出了多種多饋入相互作用的短路比定義，其中比較有名的是國際大電網(wǎng)組織

(international council on large electric systems，CIGRE)提出的多饋入短路比(multi-infeed shortcircuit ratio，MISCR)、基于傳統(tǒng)直流的加權(quán)短路比(weighted short circuit ratio，WSCR)以及復(fù)合短路比(composite short circuit ratio，CSCR)定義。在此基礎(chǔ)上，文獻[20]從小干擾穩(wěn)定性特征方程特征根的角度提出了一種可度量多饋入交直流系統(tǒng)強度的廣義短路比定義，彌補了傳統(tǒng)多饋入短路比的理論缺陷及適用范圍，反映了其小干擾穩(wěn)定裕度。在定義的廣義短路比基礎(chǔ)上，文獻[21-22]對基于特征根角度出發(fā)的短路比定義開展研究，分析了影響多饋入交直流系統(tǒng)廣義短路比變化的因素，以提高多饋入系統(tǒng)的合理規(guī)劃和安全穩(wěn)定運行。不同于多直流饋入系統(tǒng)的短路比計算，文獻[23]給出計及多能源場站間相互影響的新能源多場站短路比定義，提出更詳細完備的短路比計算公式，適用于廣義場景下電壓強度評估。

目前的短路比定義主要針對新能源單/多饋入系統(tǒng)，同時上述研究也沒有從根本上解決多饋入短路比物理意義不明確的問題[24]，且還沒有統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)的多饋入短路比定義。對于目前較常采用的風(fēng)火打捆并網(wǎng)運行方式，其短路比暫無明確定義和詳細的計算公式，且對風(fēng)火打捆場景下短路比的影響因素及變化規(guī)律還未有相應(yīng)的研究分析，常規(guī)廣義短路比定義對海上大型風(fēng)電場風(fēng)火打捆系統(tǒng)次同步振蕩分析的適用性也有待分析。因此，從理論和工程上完善風(fēng)火打捆短路比定義，對電網(wǎng)的發(fā)展規(guī)劃和安全穩(wěn)定運行具有重要意義。

針對以上問題，本文提出了一種雙海上風(fēng)電集群與陸上火電打捆外送系統(tǒng)短路比定義，給出了其計算方法，該方法以解耦的形式計及雙風(fēng)電集群相互作用對次同步振蕩的影響。從數(shù)學(xué)上分析了風(fēng)火打捆模型中影響短路比的各因素對次同步振蕩穩(wěn)定性的影響，最后通過仿真算例進行了驗證。

1 風(fēng)電打捆系統(tǒng)下的風(fēng)電短路比定義

1.1 單饋入風(fēng)電場的短路比定義

通常在計算單饋入系統(tǒng)時對交流系統(tǒng)進行戴維南等值簡化，將系統(tǒng)簡化為一個理想電壓源串聯(lián)等值阻抗[25]。一個典型單風(fēng)場交流并網(wǎng)系統(tǒng)如圖1 所示，風(fēng)電并網(wǎng)點A 處短路比KSCRA定義為A處交流系統(tǒng)短路容量和風(fēng)電場額定功率的比值，其計算公式為

圖1 單個風(fēng)電場交流并網(wǎng)系統(tǒng)Fig.1 Alternating current grid-connected system for a single wind farm

式中：SA=/Zeq，為風(fēng)電場并網(wǎng)點A處的交流系統(tǒng)短路容量，其中UA為系統(tǒng)在A 點處的額定電壓，Zeq=ZA+ZS，ZA為線路中變壓器阻抗和線路阻抗的總和，ZS為交流系統(tǒng)的等效阻抗；風(fēng)電場W的容量SW=nSG，其中n為風(fēng)機臺數(shù)，SG為單臺風(fēng)機的額定容量。

由式(1)可知，在采用相同型號風(fēng)機的情況下，影響交流系統(tǒng)短路比的因素為風(fēng)機臺數(shù)，風(fēng)機臺數(shù)的增多會使交流系統(tǒng)短路比明顯降低。

1.2 雙風(fēng)場解耦系統(tǒng)短路比定義推廣

短路比常用于反映單風(fēng)場交流并網(wǎng)系統(tǒng)的電網(wǎng)強度，但大型海上風(fēng)電輸送常常由多個風(fēng)電場構(gòu)成，因此需要開展短路比在多風(fēng)電場系統(tǒng)的計算推廣分析。本文主要討論雙風(fēng)場下等值解耦模型所應(yīng)用的場景。

以海上大型風(fēng)電場為例，2 個風(fēng)電場并網(wǎng)的送出系統(tǒng)可以用圖2所示的系統(tǒng)表示。2個風(fēng)電場并網(wǎng)點1、2 及匯集線3 處的短路比KSCR1、KSCR2、KSCR3分別表示為：

圖2 雙風(fēng)場交流并網(wǎng)系統(tǒng)Fig.2 AC grid-connected system for dual wind farms

該雙風(fēng)場交流并網(wǎng)系統(tǒng)可以解耦為圖3 所示的2個等價單風(fēng)場并網(wǎng)系統(tǒng)[26]，解耦后2個單風(fēng)場系統(tǒng)A和B的短路比分別為：

圖3 雙風(fēng)場解耦系統(tǒng)Fig.3 Dual wind field decoupling system

式中

根據(jù)短路比定義，短路比越大，系統(tǒng)的電網(wǎng)強度越高。由式(5)可知KSCRA恒小于KSCRB，即系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時，解耦后圖3 中單風(fēng)場系統(tǒng)A 點的電氣強度一定弱于B 點，因此可以選擇A 點短路比KSCRA作為雙風(fēng)場解耦系統(tǒng)的參考短路比，以判斷整體系統(tǒng)的強弱。風(fēng)電場不發(fā)生次同步振蕩的最小短路比定義為系統(tǒng)臨界短路比，當(dāng)作為解耦系統(tǒng)參考短路比的KSCRA達到臨界值時，雙風(fēng)場系統(tǒng)發(fā)生次同步振蕩。

1.3 考慮風(fēng)火打捆并網(wǎng)的雙風(fēng)場解耦系統(tǒng)的短路比定義

目前將風(fēng)電、火電二者通過打捆并網(wǎng)外送是我國實現(xiàn)新能源基地電力外送的重要途徑。風(fēng)火打捆系統(tǒng)中的風(fēng)電場含有大量電力電子設(shè)備。因此在計算短路比時，從風(fēng)火打捆系統(tǒng)整體出發(fā)，忽略風(fēng)火打捆系統(tǒng)場站內(nèi)部相互影響，將與受端電源極為相似的火電機組阻抗并入受端系統(tǒng)。圖4為火電接入雙風(fēng)場交流并網(wǎng)系統(tǒng)示意圖。

圖4 中，T1為火電機組，Z4為火電機組阻抗、火電并網(wǎng)點至匯集線的變壓器阻抗、線路阻抗三者折算后的等值阻抗。此雙風(fēng)場風(fēng)火打捆系統(tǒng)的參考短路比KSCRA為

圖4 火電接入雙風(fēng)場交流并網(wǎng)系統(tǒng)示意圖Fig.4 Schematic diagram of AC grid-connected system for thermal power access to dual wind farms

由于Z4并入受端系統(tǒng)，因此Zsys=Z3//Z4=Z3×Z4/(Z3+Z4)，SA1=/(Z1+Zsys)，SA2=/(Z2+Zsys)，SA3=/Zsys。

從式(6)可以看出，在風(fēng)火并網(wǎng)系統(tǒng)中各線路參數(shù)不調(diào)整的情況下，影響該雙風(fēng)場解耦系統(tǒng)短路比的變量有3個，其中2個為風(fēng)電場容量的相關(guān)變量(風(fēng)機數(shù)n1和n2)，1個為受端相關(guān)變量(系統(tǒng)阻抗Z3)。

2 短路比影響因素分析

以圖5 所示的某實際雙風(fēng)場風(fēng)火打捆交流輸送電網(wǎng)為例，采用PSCAD/EMTDC仿真平臺搭建此系統(tǒng)時域仿真模型，對不同風(fēng)場短路比下系統(tǒng)等值阻抗、風(fēng)場容量比例、風(fēng)火打捆比例對風(fēng)火系統(tǒng)次同步振蕩穩(wěn)定性的影響進行分析。

圖5 雙風(fēng)場風(fēng)火打捆交流系統(tǒng)拓撲圖Fig.5 Topological diagram of wind and fire bundling AC system in double wind farms

1）風(fēng)火打捆并網(wǎng)對短路比的影響

在雙風(fēng)場風(fēng)火打捆系統(tǒng)中保持各風(fēng)場容量及風(fēng)火比例不變，僅改變系統(tǒng)阻抗Z3的大小，下面分2種情況討論Z3與KSCRA的關(guān)系。

①當(dāng)未接入火電時，各參數(shù)設(shè)為標(biāo)幺值，取Zsys=Z3，假定SG=1.0 pu，Un=1.0 pu，n1=n2=1.0 pu，Z1=Z2=2.0 pu，Z3在1.0～1.5 pu 變化，系統(tǒng)阻抗Z3與短路比KSCRA的變化關(guān)系如圖6中藍色實線所示。

②當(dāng)接入火電后，取Zsys=Z3//Z4=Z3×Z4/(Z3+Z4)，假定SG=1.0 pu，Un=1.0 pu，n1=n2=1.0 pu，Z1=Z2=2.0 pu，Z3=0.1,0.2,0.3,…,1.5 pu。若風(fēng)火比例不變，在風(fēng)電容量一定的情況下火電容量也確定，火電機組等值電抗相關(guān)的參數(shù)Z4=1.0 pu?；痣娊尤牒笤到y(tǒng)阻抗Z3與短路比KSCRA的關(guān)系如圖6 中紅色虛線所示。

圖6 火電接入對短路比影響關(guān)系圖Fig.6 Relationship between thermal power access and short-circuit ratio

根據(jù)圖6 中關(guān)系，無論火電是否接入，隨著原系統(tǒng)阻抗Z3的增加，雙風(fēng)場交流系統(tǒng)短路比KSCRA都隨之下降?？梢钥闯?，風(fēng)火打捆系統(tǒng)短路比KSCRA相比于火電不接入時的短路比明顯提高，并且火電接入后短路比的下降速度呈現(xiàn)先快后慢的變化趨勢。

從圖6 中火電接入的曲線可以看出，采用風(fēng)火打捆的外送模式，當(dāng)影響短路比的絕大多數(shù)參數(shù)都固定時，短路比會趨近于一個邊界值，即對于某一項影響因素，短路比存在一個上、下限的取值范圍。同時對于與火電打捆輸送的風(fēng)電，其短路比變化范圍隨原系統(tǒng)阻抗變化較小。

由上述分析可以得出，采用風(fēng)火打捆的形式可以有效提高系統(tǒng)強度。對比純風(fēng)電輸送系統(tǒng)，風(fēng)火打捆主要是通過降低系統(tǒng)側(cè)阻抗的形式來提高系統(tǒng)短路比，同時風(fēng)火打捆并網(wǎng)對系統(tǒng)短路比的降低起到減緩趨勢的作用。

2）風(fēng)場容量比例對短路比的影響

式(6)中的變量含有風(fēng)機臺數(shù)n1和n2，因此考慮固定風(fēng)火比例及系統(tǒng)阻抗Z3來研究雙風(fēng)場容量比例與參考短路比KSCRA的關(guān)系，假定SG=1.0 pu，Un=1.0 pu，Z1=Z2=2.0 pu，Z4=1.0 pu，Z3=0.6 pu。風(fēng)機總臺數(shù)為2.0 pu 時不同風(fēng)場容量比例得到的短路比結(jié)果如表1所示。

表1 風(fēng)機總臺數(shù)為2.0 pu時不同風(fēng)場容量比例對應(yīng)的雙風(fēng)場系統(tǒng)短路比Tab.1 Short-circuit ratio of dual wind farm system corresponding to different wind farm capacity ratios when the total number of wind turbines is 2.0 pu

通過分析上述計算結(jié)果可知，在其他條件固定的情況下，改變2 個風(fēng)場容量比例T=n1∶n2，會對雙風(fēng)場系統(tǒng)短路比造成影響。在兩風(fēng)場各線路等值阻抗近似相等的情況下，T=1∶1時為短路比最大的情況?？紤]風(fēng)場容量不應(yīng)超出輸電線路和變壓器極限，以及風(fēng)機的切入、切出應(yīng)保持一個合理的范圍，從表1來看，T變化對短路比的影響較小，改變雙風(fēng)場容量比例對系統(tǒng)穩(wěn)定性造成的影響有限。

3）風(fēng)火打捆比例對短路比的影響

在風(fēng)火打捆系統(tǒng)中，火電機組等值為阻抗后，電壓源需考慮同步電機自身的阻抗，火電容量和風(fēng)電容量一樣成為影響短路比的變量，因此有必要對在風(fēng)火打捆中風(fēng)火配置比對系統(tǒng)安全穩(wěn)定運行的影響進行研究。但如果是采用風(fēng)電總?cè)萘坎蛔?、火電容量改變的研究策略，其研究過程類似于改變系統(tǒng)等值阻抗大小，因此考慮固定系統(tǒng)阻抗Z3、火電相關(guān)阻抗Z4、雙風(fēng)場容量比例T不變，來研究改變風(fēng)火打捆比例對短路比KSCRA的影響。假定SG=1.0 pu，Un=1.0 pu，Z1=Z2=2.0 pu，Z3=0.6 pu，Z4=1.0 pu。假設(shè)雙風(fēng)場容量比例T固定為1∶1，改變風(fēng)火打捆容量比例也就是改變風(fēng)電容量，即改變單風(fēng)場參與發(fā)電的風(fēng)機臺數(shù)。單風(fēng)場風(fēng)機臺數(shù)n為0.2～1.2 pu，得到n與KSCRA關(guān)系如圖7所示。

圖7 雙風(fēng)場系統(tǒng)短路比KSCRA與風(fēng)機臺數(shù)關(guān)系Fig.7 Relationship between short-circuit ratio KSCRA and the number of wind turbines in the double wind farm system

由圖7 可見，隨著風(fēng)場中風(fēng)機臺數(shù)的增加，雙風(fēng)場系統(tǒng)中短路比下降。由此分析得出結(jié)論：在風(fēng)火打捆系統(tǒng)中風(fēng)電容量增加、風(fēng)電占比提高的情況下，系統(tǒng)短路比降低，電氣強度變?nèi)?。從圖7 還可以看出，當(dāng)風(fēng)火比例變化時，除了呈現(xiàn)和系統(tǒng)等值阻抗一樣的“先快后慢”趨勢外，短路比變化的范圍還很大。取n=1.0 pu 和n=0.3 pu，繪制原系統(tǒng)等值阻抗與短路比的關(guān)系圖，如圖8所示。

圖8 風(fēng)火打捆系統(tǒng)風(fēng)電總?cè)萘颗c風(fēng)場短路比關(guān)系圖Fig.8 Relationship between total wind power capacity of wind-fire bundling system and short-circuit ratio of wind farm

同時取風(fēng)機總臺數(shù)為0.6 pu，計算得到n1∶n2=1∶1、2∶3、1∶2時的短路比，結(jié)果如表2所示。

表2 風(fēng)機總臺數(shù)為0.6 pu時不同風(fēng)場容量比例對應(yīng)的雙風(fēng)場系統(tǒng)短路比Tab.2 Short-circuit ratio of dual-wind farm system corresponding to different wind farm capacity ratios when the total number of wind turbines is 0.6 pu

從圖8和表2可以看出，風(fēng)火打捆系統(tǒng)中風(fēng)電總?cè)萘繉Χ搪繁鹊挠绊戇h高于系統(tǒng)等值阻抗和風(fēng)場間容量比例對短路比的影響。n=0.3 pu 時風(fēng)場短路比變化范圍是n=1.0 pu 時的2～3 倍，同時n=0.3 pu時風(fēng)場短路比遠大于n=1.0 pu時。風(fēng)電總?cè)萘渴怯绊戯L(fēng)場短路比最大的因素，風(fēng)電容量過大時，短路比可變化范圍很小，此時系統(tǒng)電氣強度不僅整體低而且十分脆弱，若短路比略微變化，就可能低于系統(tǒng)臨界短路比。而打捆系統(tǒng)中風(fēng)電占比較低時，短路比整體處于一個較高的水平，電網(wǎng)強度也較高，給短路比變化留有較寬裕的安全空間，在這種情況下，系統(tǒng)等值阻抗出現(xiàn)一些變化或者雙風(fēng)場在保證總出力下出現(xiàn)風(fēng)機需要切入、切出的情況，系統(tǒng)依然可以保持較高的電網(wǎng)強度。風(fēng)電總?cè)萘枯^低時，短路比即使處于最低值，仍然可以高于臨界短路比。

根據(jù)上述影響因素的分析，在雙風(fēng)場風(fēng)火打捆系統(tǒng)中，系統(tǒng)等值阻抗的增加、風(fēng)場容量比例的增大、風(fēng)火打捆比例的下降，都會導(dǎo)致系統(tǒng)參考短路比降低，從而使電網(wǎng)強度變?nèi)?，其中風(fēng)火打捆比例是占最大比重的影響因素。另外，結(jié)合表1、2 和圖8 可知，系統(tǒng)等值阻抗對短路比的影響范圍會大于不同風(fēng)場容量比例的影響范圍。

3 仿真驗證

3.1 仿真方案

以圖5 中PSCAD/EMTDC 仿真平臺上雙風(fēng)場風(fēng)火打捆交流輸送系統(tǒng)為例進行仿真驗證。系統(tǒng)仿真時，設(shè)計以下3種方案。

1）CASE-A。保持發(fā)電的風(fēng)機臺數(shù)總量nA=nA1+nA2=688 不變，風(fēng)機比例TA=1∶1不變，調(diào)整系統(tǒng)阻抗Z3，使得式(6)中風(fēng)場短路比KSCRA分別為2.4、2.3、2.2、2.1，根據(jù)對應(yīng)反函數(shù)計算得到系統(tǒng)等值阻抗Z3分別為1.70、4.26、9.02、20.92 Ω。

2）CASE-B。保持發(fā)電的風(fēng)機臺數(shù)總量nB=nB1+nB2=600 不變，系統(tǒng)等值阻抗Z3=21 Ω 不變，改變風(fēng)場風(fēng)機比例TB分別為1:1、2:3、1:2時，相對應(yīng)的風(fēng)場短路比如表3所示。

表3 CASE-B相對應(yīng)的雙風(fēng)場系統(tǒng)短路比Tab.3 Short-circuit ratio of double wind farm system corresponding to CASE-B

3）CASE-C。保持發(fā)電的雙風(fēng)場風(fēng)機臺數(shù)比例TC=1∶1 不變，系統(tǒng)等值阻抗Z3=21 Ω 不變，改變雙風(fēng)場風(fēng)機臺數(shù)總量nC=nC1+nC2的數(shù)量分別為500、800、1 000 時，相對應(yīng)的風(fēng)場短路比如表4所示。

表4 CASE-C相對應(yīng)的雙風(fēng)場系統(tǒng)短路比Tab.4 Short-circuit ratio of double wind farm system corresponding to CASE-C

3.2 仿真結(jié)果分析

1）CASE-A仿真結(jié)果分析

CASE-A 的仿真設(shè)置時，通過調(diào)整Z3參數(shù)，使風(fēng)場短路比在0～2 s內(nèi)為2.4，2～3 s內(nèi)為2.3，3～4 s 內(nèi)為2.2，4～6 s 內(nèi)為2.1；6～10 s 過程中，隨著Z3參數(shù)的增大，短路比逐漸降低。仿真結(jié)果如圖9、10 所示，可以看出，在6 s 內(nèi)，風(fēng)場短路比從2.4降至2.1，火電電磁扭矩的波動曲線比較穩(wěn)定；6 s后系統(tǒng)等值阻抗逐漸增加，火電機組電磁扭矩波形開始出現(xiàn)振蕩發(fā)散現(xiàn)象；9 s后系統(tǒng)等值阻抗Z3繼續(xù)增大，系統(tǒng)短路比繼續(xù)下降，此時系統(tǒng)振蕩發(fā)散呈現(xiàn)進一步擴大趨勢。圖11為對火電電磁扭矩進行FFT 分析的頻譜圖，振蕩主要由頻率為35 Hz和70 Hz的振蕩分量構(gòu)成，其諧波含量分別為4.05%和4.10%。

圖9 CASE-A短路比變化示意圖Fig.9 Schematic diagram of short-circuit ratio change of CASE-A

圖10 CASE-A火電機組電磁扭矩仿真波形圖Fig.10 Simulation waveform of electromagnetic torque of CASE-A thermal power unit

圖11 6～10 s火電機組電磁扭矩頻譜分析Fig.11 Spectrum analysis of electromagnetic torque of thermal power unit within 6-10 s

風(fēng)電有功功率仿真結(jié)果如圖12所示，可以看出，與火電電磁扭矩振蕩情況類似，圖12(b)顯示風(fēng)電有功功率與火電電磁扭矩同時開始出現(xiàn)波動，圖12(c)中從6 s 開始出現(xiàn)明顯振蕩現(xiàn)象，并在8 s后伴隨有功功率的急劇下降。圖13為對風(fēng)電有功功率進行FFT 分析的頻譜圖，風(fēng)電有功功率振蕩主要由頻率為35 Hz和70 Hz的振蕩分量構(gòu)成，其諧波含量分別為3.50%和3.55%。這2個振蕩分量和圖11中火電電磁扭矩振蕩的2個主要分量相等。

圖12 CASE-A風(fēng)電有功功率仿真波形圖Fig.12 CASE-A wind power active power simulation waveform diagram

圖13 6～10 s風(fēng)電有功功率頻譜分析Fig.13 Wind power active power spectrum analysis within 6-10 s

從以上分析可以看出，短路比低于2.1后，電磁扭矩和風(fēng)電功率波動逐漸增大，對于此參數(shù)組，2.1為其臨界短路比。風(fēng)電有功功率和火電電磁扭矩仿真結(jié)果表明，隨著系統(tǒng)等值阻抗增加，風(fēng)場短路比下降，導(dǎo)致發(fā)生次同步振蕩現(xiàn)象，并隨著短路比繼續(xù)下降，振蕩發(fā)散進一步擴大。

2）CASE-B仿真結(jié)果分析

CASE-B 的仿真結(jié)果如圖14、15 所示，其中3條曲線分別為風(fēng)場A、B風(fēng)機臺數(shù)比為1∶1、2∶3、1∶2的情況?？梢钥闯觯诓怀鲲L(fēng)機容量限制的情況下，雙風(fēng)場間風(fēng)機3 種不同容量比例對應(yīng)的風(fēng)電有功功率波動都很小，并且火電電磁扭矩的振蕩范圍相差不大。對風(fēng)電有功功率和火電電磁扭矩進行FFT 分析，所得頻譜圖分別如圖16、17所示?？梢?，風(fēng)電有功功率振蕩主要由50 Hz 和104 Hz的振蕩分量構(gòu)成，其諧波含量分別為1.0%和7.0%；火電電磁扭矩振蕩主要由50 Hz和98 Hz的振蕩分量構(gòu)成，其諧波含量分別為1.5%和4.0%。風(fēng)電有功功率和火電電磁扭矩仿真結(jié)果表明，在系統(tǒng)阻抗和風(fēng)火比例確定的情況下，雙風(fēng)場風(fēng)機容量比例變化對風(fēng)電有功功率波動影響較小，風(fēng)機臺數(shù)比增加至1∶2 的情況下也未發(fā)生次同步振蕩現(xiàn)象，火電電磁轉(zhuǎn)矩振蕩仍維持在一個很小的范圍。

圖14 CASE-B風(fēng)電輸電有功功率曲線Fig.14 Active power curve of CASE-B wind power transmission

圖16 雙風(fēng)場臺數(shù)比為2∶3時風(fēng)電有功功率頻譜分析Fig.16 Wind power active power spectrum analysis when the ratio of double wind farms is 2∶3

圖15 CASE-B火電機組電磁扭矩曲線Fig.15 Electromagnetic torque curve of CASE-B thermal power unit

圖17 CASE-B火電機組電磁扭矩頻譜分析Fig.17 Analysis of electromagnetic torque spectrum of CASE-B thermal power unit

3）CASE-C仿真結(jié)果分析

CASE-C 的仿真結(jié)果如圖18、19 所示。從圖18 可以看出，當(dāng)風(fēng)機為500 臺時，功率曲線波動很??；當(dāng)風(fēng)機增加至800 臺時，功率波動范圍約為5%額定功率，計算后約90 MW；當(dāng)風(fēng)機增加至1 000 臺時，輸出功率振蕩范圍非常大，超過30%額定功率。CASE-C 中對1 000 臺投入風(fēng)機下火電電磁扭矩和風(fēng)電的有功功率振蕩進行FFT分析，所得頻譜圖分別如圖20、21 所示。可以看出，火電電磁扭矩振蕩主要由38 Hz和78 Hz的振蕩分量構(gòu)成，其諧波含量分別為22.0%和5.0%；風(fēng)電有功功率振蕩主要由39 Hz 和78 Hz 的振蕩分量構(gòu)成，其諧波分量分別為15.8%和6.4%。

圖18 CASE-C風(fēng)場輸出功率曲線Fig.18 CASE-C wind farm output power curve

圖20 1 000臺風(fēng)機投入發(fā)生次同步振蕩時火電電磁扭矩頻譜分析Fig.20 Spectrum analysis of thermal power electromagnetic torque when 1 000 wind turbines are put into operation

圖21 1 000臺風(fēng)機投入發(fā)生次同步振蕩時風(fēng)電有功功率頻譜分析Fig.21 Wind power active power spectrum analysis when 1 000 wind turbines are put into operation

綜合分析圖18—21 可知，相比于CASE-B，CASE-C 中隨著參與發(fā)電的風(fēng)機臺數(shù)不斷增加，風(fēng)火比例中風(fēng)電占比增加，風(fēng)場短路比下降，導(dǎo)致電網(wǎng)強度減弱十分明顯，最終產(chǎn)生的次同步振蕩波形幅度更大。因此，風(fēng)火比例是短路比影響因素中占比最大的部分。

同時根據(jù)表4 和圖19 波形可知，當(dāng)風(fēng)機總數(shù)為800 臺時未發(fā)生次同步振蕩現(xiàn)象，當(dāng)風(fēng)機總數(shù)增加至1 000 臺時，出現(xiàn)了嚴(yán)重的次同步振蕩現(xiàn)象，該參數(shù)組的臨界短路比應(yīng)為1.4～1.8，小于CASE-A中的臨界短路比2.1。

圖19 CASE-C火電機組電磁扭矩振蕩曲線Fig.19 CASE-C thermal power unit electromagnetic torque oscillation curve

綜合以上3 個方案可以推測，短路比公式中各因素對臨界短路比影響比重不同。目前，解耦計算的結(jié)果無法給出一個適用于多數(shù)工況的臨界短路比范圍，只能對電力電子設(shè)備和線路參數(shù)都不變化的具體情境給出參考臨界短路比，下一步可以對其加入權(quán)重系數(shù)進行優(yōu)化。

4 結(jié)論

提出了風(fēng)火打捆系統(tǒng)短路比計算方法，從風(fēng)火打捆系統(tǒng)整體出發(fā)，以解耦的方式對雙風(fēng)場系統(tǒng)進行處理，簡便且不失準(zhǔn)確性，并將與受端電源極為相似的火電機組阻抗并入受端系統(tǒng)，得到系統(tǒng)參考短路比計算公式。針對雙風(fēng)電集群與火電打捆外送模式結(jié)論具有通用性，研究該模式中影響短路比的因素，并進行理論分析和仿真驗證，得到以下結(jié)論：

1）通過數(shù)學(xué)模型計算，從短路比的角度分析風(fēng)火打捆系統(tǒng)和純風(fēng)電外送系統(tǒng)區(qū)別，提出風(fēng)火打捆中火電可以作為阻抗后電源。相比于純風(fēng)電輸送，風(fēng)火打捆并網(wǎng)提高了整體系統(tǒng)的短路比，并且在系統(tǒng)阻抗增大的情況下減緩短路比的下降速度，風(fēng)電經(jīng)火電打捆可增強風(fēng)電輸送的穩(wěn)定性。

2）通過數(shù)學(xué)模型和仿真驗證可知，雙風(fēng)場風(fēng)火打捆系統(tǒng)短路比影響因素中，風(fēng)火打捆比例對短路比影響最大，保持風(fēng)電總輸送量一定的情況下，風(fēng)場間風(fēng)機合理范圍內(nèi)切入、切出對風(fēng)場短路比影響較小。

3）線路參數(shù)和電力電子元器件數(shù)目保持不變，3 個影響因素對該雙風(fēng)場風(fēng)火打捆系統(tǒng)的臨界短路比影響比重不同，風(fēng)機配比影響最小，風(fēng)火比例的影響比重最大，因此解耦計算獲得的短路比公式需要進行優(yōu)化，可對各影響因素加入權(quán)重系數(shù)進行分析，以得出可適用多數(shù)工況的臨界短路比范圍。