SVG對海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性影響分析

陳鴻琳，熊馨瑤，余 浩，李雨桐，韓應(yīng)生，孫海順，段 瑤

SVG對海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性影響分析

陳鴻琳1，熊馨瑤2，余 浩1，李雨桐2，韓應(yīng)生2，孫海順2，段 瑤1

(1.廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電網(wǎng)規(guī)劃研究中心，廣東 廣州 510080；2.強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國家重點實驗室(華中科技大學(xué))，湖北 武漢 430074)

海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)具有不同于陸上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)和運(yùn)行特點，其動態(tài)無功補(bǔ)償裝置(SVG)通常配置在陸上集控站而不是風(fēng)電場出口，主要工作于補(bǔ)償交流電纜充電無功的感性區(qū)，需要研究SVG對系統(tǒng)振蕩特性的影響。針對某直驅(qū)型海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)，基于系統(tǒng)特征模式分析，構(gòu)建對比算例，研究了SVG容量配置、運(yùn)行狀態(tài)及其控制對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性的影響。經(jīng)研究發(fā)現(xiàn)，當(dāng)SVG工作于感性區(qū)時，海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性明顯弱于SVG工作于容性區(qū)。另一方面，SVG電流內(nèi)環(huán)和功率外環(huán)控制參數(shù)可能導(dǎo)致海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式失穩(wěn)，需要確定能適應(yīng)系統(tǒng)運(yùn)行方式變化的參數(shù)取值范圍并與風(fēng)電場控制參數(shù)協(xié)調(diào)以保持系統(tǒng)穩(wěn)定。基于PSCAD/EMTDC的系統(tǒng)詳細(xì)電磁暫態(tài)仿真驗證了所得結(jié)論。研究工作對于認(rèn)識海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)特性和指導(dǎo)系統(tǒng)規(guī)劃和優(yōu)化運(yùn)行具有較好的參考價值。

海上風(fēng)電場；直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組；靜止無功發(fā)生器；次同步振蕩；特征值分析

0 引言

風(fēng)電大規(guī)模集中并網(wǎng)存在發(fā)生次超同步振蕩的風(fēng)險，國內(nèi)外多次發(fā)生風(fēng)電振蕩事故，典型場景為雙饋型風(fēng)電經(jīng)串補(bǔ)送出系統(tǒng)以及直驅(qū)型風(fēng)電接入弱交流系統(tǒng)[1-4]。研究表明，風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)存在從低頻到次超同步頻率乃至高頻的多個頻段的固有特征振蕩模式，分別由其不同時間尺度控制回路主導(dǎo)。其中，風(fēng)電變流器電流控制主導(dǎo)的振蕩模式以及鎖相環(huán)控制主導(dǎo)的模式是目前發(fā)現(xiàn)的主要次超同步振蕩失穩(wěn)模式，與交流系統(tǒng)特性(如短路容量、諧振特性)、風(fēng)電相關(guān)控制參數(shù)以及風(fēng)電并網(wǎng)容量和出力等多方面因素密切相關(guān)[5-15]。

風(fēng)電場會根據(jù)需要配置一定容量的動態(tài)無功補(bǔ)償裝置(SVG)，其變流器控制也會對風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性產(chǎn)生重要影響。2019年英國發(fā)生了一次頻率大幅跌落的停電事故，事故分析發(fā)現(xiàn)，其中一個大型海上風(fēng)電場配置的SVG在系統(tǒng)發(fā)生故障后引發(fā)了風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)次同步振蕩，導(dǎo)致風(fēng)電場保護(hù)啟動出力快速降低，增大了系統(tǒng)功率缺額[16]。國內(nèi)工程上也存在風(fēng)電場配置SVG引起的振蕩問題，引起了工業(yè)界和學(xué)術(shù)界關(guān)注?，F(xiàn)有針對SVG對風(fēng)電并網(wǎng)穩(wěn)定性的影響研究，包括從阻抗特性出發(fā)的作用機(jī)理研究[17-19]、SVG控制參數(shù)和容量對系統(tǒng)振蕩特性影響研究[20-22]以及SVG定電壓和定無功控制方式的影響研究[23-25]等。研究表明，SVG會對直驅(qū)風(fēng)電并網(wǎng)等效容性阻抗產(chǎn)生影響，導(dǎo)致振蕩風(fēng)險增大，SVG容量越大，風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩風(fēng)險越大，SVG電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)對系統(tǒng)振蕩特性具有重要影響，相比于定無功控制方式，定電壓控制方式下SVG對系統(tǒng)振蕩穩(wěn)定性的不利影響更大[18,23-25]。

以上研究均基于風(fēng)電場出口并聯(lián)SVG的系統(tǒng)展開，主要對應(yīng)于陸上風(fēng)電場并網(wǎng)的情況，而海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)中SVG通常配置在陸上集控站，兩者在系統(tǒng)結(jié)構(gòu)上存在差異，因此有必要針對海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)研究SVG對其振蕩特性的影響。另一方面，陸上風(fēng)電場配置的SVG用于補(bǔ)償風(fēng)電場送出系統(tǒng)無功損耗，通常工作于容性區(qū)；而海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)中的SVG主要補(bǔ)償海上交流電纜過剩的容性無功，常工作于感性區(qū)。分析表明SVG獨(dú)立并網(wǎng)時，其控制穩(wěn)定性與其發(fā)出和吸收無功的工作狀態(tài)有關(guān)，因此需要研究SVG工作狀態(tài)對海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩穩(wěn)定性的影響。

本文以國內(nèi)某直驅(qū)型海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)為例，首先通過特征值法分析系統(tǒng)振蕩模式，相比阻抗分析，能夠更全面地揭示具有SVG的海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)的各種振蕩模式及其關(guān)聯(lián)環(huán)節(jié)。進(jìn)而針對系統(tǒng)的主導(dǎo)振蕩模式，即風(fēng)電變流器電流控制主導(dǎo)的次超同步振蕩模式，分析了SVG工作方式與控制參數(shù)、容量配置等對其穩(wěn)定性的影響。特別地，通過構(gòu)建不同算例對比研究了SVG工作狀態(tài)對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的影響，并輔以詳細(xì)時域仿真對所得結(jié)論的正確性進(jìn)行了驗證。研究工作對于認(rèn)識SVG對海上風(fēng)電并網(wǎng)振蕩特性的影響、指導(dǎo)系統(tǒng)規(guī)劃和運(yùn)行以及提出振蕩抑制控制策略，具有較好的指導(dǎo)意義。

1 具有SVG的海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩特性

圖1為國內(nèi)某海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)實例。海上風(fēng)電場裝機(jī)容量400 MW，經(jīng)海上升壓站和雙回220 kV交流電纜接入陸上集控站，再通過架空線路接入交流電網(wǎng)。單回交流電纜長度為44.6 km，充電無功約為84 Mvar，每回電纜靠近陸上集控站一端各配置一臺容量為55 Mvar的高抗補(bǔ)償線路無功，此外陸上集控站配置兩臺容量為40 Mvar的SVG，用于動態(tài)無功補(bǔ)償。

1.1 系統(tǒng)振蕩特性分析方法與建模

本文采用特征值法分析系統(tǒng)振蕩特性，同時通過電磁暫態(tài)時域仿真，對特征值分析結(jié)果進(jìn)行驗證。

風(fēng)電場采用基于典型電流矢量解耦控制的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組模型等值。狀態(tài)空間建模時，風(fēng)力機(jī)僅考慮風(fēng)速和轉(zhuǎn)速功率特性，永磁電機(jī)采用詳細(xì)的電機(jī)Park方程，機(jī)側(cè)變流器和網(wǎng)側(cè)變流器及觸發(fā)控制環(huán)節(jié)采用一階慣性模擬、直流電容環(huán)節(jié)采用輸入輸出功率平衡方程，變流器輸出濾波采用電壓電流微分方程；風(fēng)機(jī)及變流器控制均采用典型控制結(jié)構(gòu)，包括風(fēng)機(jī)槳距角控制、最大功率跟蹤控制、機(jī)側(cè)變流器電流和功率控制、網(wǎng)側(cè)變流器電流與直流電壓控制以及鎖相環(huán)控制等。直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組典型控制結(jié)構(gòu)及參數(shù)見附錄圖A1、圖A2和表A1，其數(shù)學(xué)模型在文獻(xiàn)[10]中有詳細(xì)介紹。

SVG具有與風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器類似的電流矢量解耦控制結(jié)構(gòu)，其主要控制無功功率輸出。SVG有定電壓和定無功兩種控制方式，定電壓控制引入電壓無功調(diào)差系數(shù)，可以根據(jù)集控站母線電壓變化自動調(diào)整無功出力。典型SVG控制結(jié)構(gòu)及參數(shù)見附錄圖A3和表A2，其詳細(xì)數(shù)學(xué)模型可參考文獻(xiàn)[22]。

變壓器和交流電纜線路以及高抗的狀態(tài)空間建模均采用集中參數(shù)等效電路，陸上集控站系統(tǒng)側(cè)采用具有內(nèi)阻抗的交流等效電勢源表示，在同步旋轉(zhuǎn)參考坐標(biāo)系中列寫其電壓電流狀態(tài)方程。

系統(tǒng)詳細(xì)電磁暫態(tài)仿真建模均采用各元件的詳細(xì)電磁暫態(tài)模型，包括電纜線路采用分布參數(shù)模型，變流器按照開關(guān)器件拓?fù)浼坝|發(fā)控制建模。

1.2 海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩特征模式分析

針對圖1算例建立全系統(tǒng)狀態(tài)空間模型，其中SVG采用定電壓控制方式，對系統(tǒng)振蕩特性進(jìn)行特征值分析。全系統(tǒng)狀態(tài)方程包括風(fēng)電場等值機(jī)組模型22階，2臺SVG共30階，輸電系統(tǒng)24階。

以風(fēng)電機(jī)組出力為0.31 p.u.的工況為例，按照陸上集控站短路容量與系統(tǒng)中風(fēng)電場和SVG容量之和的比值定義風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)接入交流電網(wǎng)的短路比(SCR)，設(shè)置交流等值電勢源內(nèi)阻抗使得SCR為2.1。該工況下SVG處于吸收約80%額定容量無功的狀態(tài)。特征值計算完整結(jié)果見附錄表A3。

由特征值分析結(jié)果可以看到，海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)中存在多個振蕩模式，涵蓋中高頻段(＞100 Hz)、次超同步頻段(10～100 Hz)以及低頻段(＜10 Hz)。對各特征模式進(jìn)行參與因子分析發(fā)現(xiàn)，高頻模式主要與交流海纜參數(shù)有關(guān)，次超同步頻段以及中頻段(100～200 Hz)振蕩模式與風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器控制、SVG以及交流輸電系統(tǒng)有關(guān)，低頻段振蕩模式主要與風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)控制、變流器(風(fēng)電機(jī)組和SVG)鎖相環(huán)控制有關(guān)。

次超同步和低頻段振蕩模式可以分為風(fēng)電機(jī)組控制主導(dǎo)和SVG控制主導(dǎo)兩類。表1和圖2給出了部分關(guān)注的次超同步頻段和低頻段振蕩模式及其參與因子分析結(jié)果。圖2中橫坐標(biāo)表示狀態(tài)變量序號，其中1～22為風(fēng)電機(jī)組對應(yīng)狀態(tài)變量，23～30為電纜電容對應(yīng)狀態(tài)變量，31～38為海上升壓變和SVG變壓器對應(yīng)狀態(tài)變量，39～46為系統(tǒng)阻抗、高抗、電纜對應(yīng)狀態(tài)變量，47～76為SVG對應(yīng)狀態(tài)變量。

振蕩模式35,36、13,14、22,23為風(fēng)電機(jī)組控制主導(dǎo)，表現(xiàn)為風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器控制輸出電流經(jīng)交流輸電系統(tǒng)所構(gòu)成回路的電路穩(wěn)定模式。3種模式中，風(fēng)電機(jī)組有功電流、無功電流以及直流電壓控制變量參與程度存在差異，比如振蕩模式13,14交流電纜參與較多，說明變流器有功和無功電流矢量控制與交流系統(tǒng)構(gòu)成多個電流回路，表現(xiàn)出不同的動態(tài)特征。模式35,36是需要關(guān)注的系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式，所分析工況下該模式處于失穩(wěn)狀態(tài)。

注：WT、T、SVG、C、RL分別表示風(fēng)機(jī)、變壓器、SVG、電容、系統(tǒng)阻抗。

模式48,49為風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器鎖相控制主導(dǎo)的低頻振蕩模式，其穩(wěn)定性主要受并網(wǎng)交流系統(tǒng)電氣強(qiáng)弱影響較大。

模式30,31和39,40為SVG主導(dǎo)的振蕩模式，前者表現(xiàn)為兩臺SVG控制共同主導(dǎo)的與風(fēng)電場和交流系統(tǒng)之間的相互作用，后者表現(xiàn)為兩臺SVG控制之間的相互作用。

SVG對以上風(fēng)電機(jī)組控制主導(dǎo)的3種次超同步振蕩模式即35,36、13,14、22,23均有影響，本文重點研究SVG對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式35,36的影響。

2 SVG控制對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的影響

2.1 SVG控制方式對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的影響

給定短路比為2.1，改變風(fēng)電場出力，分析SVG定電壓和定無功兩種控制方式下并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式發(fā)生失穩(wěn)的臨界狀態(tài)。為了對比，定無功方式下的控制指令按照系統(tǒng)相同潮流狀態(tài)下定電壓控制時SVG無功出力設(shè)置。并網(wǎng)系統(tǒng)主要振蕩模式隨風(fēng)電場出力變化的根軌跡如圖3所示?？梢?，定無功控制方式下，風(fēng)電場出力低于0.31 p.u.時系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式失穩(wěn)，而定電壓控制方式下，主導(dǎo)振蕩模式失穩(wěn)的風(fēng)電場出力臨界值是0.44 p.u.，說明盡管海上風(fēng)電SVG配置在陸上集控站而不是風(fēng)電場出口，SVG定無功控制方式對于系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性的影響比定電壓控制方式更有利的結(jié)論仍然成立。

圖3 SVG不同控制方式下改變風(fēng)電場出力各模態(tài)根軌跡

進(jìn)一步改變系統(tǒng)短路比(集控站短路容量除以風(fēng)電場和SVG容量之和)進(jìn)行特征值分析，風(fēng)電場出力為0.31 p.u.的情況下，SVG采用不同控制方式時系統(tǒng)主要振蕩模式隨短路比變化的根軌跡如圖4所示，其中模式35,36穿越虛軸時對應(yīng)的短路比即為系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式失穩(wěn)的臨界短路比?？梢姡琒VG定電壓控制方式下，保持系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定的臨界短路比為2.4，高于定無功控制方式的2.1。同樣在風(fēng)電場出力為0.13 p.u.和0.61 p.u.的情況下開展分析，在不同風(fēng)電場出力水平下SVG采用不同控制方式時的臨界短路比結(jié)果列于表2中。分析結(jié)果說明定無功控制方式對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性更有利。分析中，短路比最小取值為1.5，在風(fēng)電場出力為0.61 p.u.、SVG采取定無功控制的條件下，系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式始終穩(wěn)定。

為驗證上述分析結(jié)果，設(shè)定風(fēng)電場出力為0.31 p.u.，系統(tǒng)初始短路比為3.35，在第7 s時降低短路比至2，分別對采用SVG定電壓控制和定無功控制方式的系統(tǒng)進(jìn)行時域仿真，定無功控制方式下無功指令值與定電壓方式下SVG無功出力相同，集控站輸入交流系統(tǒng)的有功功率如圖5所示。結(jié)果顯示，定無功控制方式下系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式保持穩(wěn)定，而定電壓控制方式下主導(dǎo)振蕩模式失穩(wěn)，驗證了SVG采用定無功控制方式時相對定電壓控制方式下并網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性更好的結(jié)論，與上述特征值分析結(jié)果一致。

圖4 SVG不同控制方式下改變短路比各模態(tài)根軌跡

表2 SVG不同控制方式下算例系統(tǒng)臨界SCR

圖5 SVG采用不同控制方式時集控站功率仿真波形

2.2 SVG控制參數(shù)對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的影響

給定短路比為2.5，風(fēng)電場出力為0.31 p.u.，兩臺SVG采用定電壓控制方式，共吸收無功約62.15 Mvar(0.776 p.u.)，系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式35,36處于穩(wěn)定狀態(tài)。分別改變SVG電流內(nèi)環(huán)和功率外環(huán)的控制參數(shù)，主導(dǎo)振蕩模式35,36對應(yīng)的根軌跡變化如圖6所示。

圖6 SVG控制參數(shù)對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模態(tài)l35,36的影響

其中，減小電流內(nèi)環(huán)積分時間常數(shù)，系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式向右移動，進(jìn)入右半平面從而失去穩(wěn)定；另一方面，增大功率外環(huán)比例增益，系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式也會趨于失穩(wěn)；逐漸減小SVG電流內(nèi)環(huán)控制比例增益，系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式先向右移動，有越過虛軸的趨勢，到達(dá)一定數(shù)值后又開始向左移動，振蕩模式的頻率呈下降趨勢?？梢?，SVG控制參數(shù)設(shè)計對風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性有重要影響，需要確定能夠保持系統(tǒng)穩(wěn)定的SVG控制參數(shù)取值范圍，使其能適應(yīng)系統(tǒng)運(yùn)行方式變化并與風(fēng)電場控制參數(shù)協(xié)調(diào)。

以此工況為例，i8不應(yīng)低于0.025(此時對應(yīng)內(nèi)環(huán)控制帶寬142.8 Hz)，p7不應(yīng)高于1.1(此時對應(yīng)外環(huán)控制帶寬10.1 Hz)。

基于上述工況，通過時域仿真驗證SVG控制參數(shù)對并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。風(fēng)電場出力為0.31 p.u.、短路比為2.5，設(shè)置SVG控制參數(shù)使得系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式處于初始穩(wěn)定狀態(tài)，第7 s時分別改變SVG電流內(nèi)環(huán)積分時間常數(shù)i8從0.04減小到0.015，以及功率外環(huán)比例增益p7從0.6增大到1.3，集控站有功功率在參數(shù)變化時發(fā)生主導(dǎo)模式振蕩，如圖7所示，振蕩頻率與上述特征模式分析結(jié)果很接近，驗證了分析結(jié)果的正確性。

圖7 改變SVG控制參數(shù)集控站功率仿真波形

3 SVG容量配置及運(yùn)行狀態(tài)對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性的影響

為了研究SVG容量配置及運(yùn)行狀態(tài)對海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性的影響，設(shè)計了如下5種不同無功補(bǔ)償配置算例用于對比分析。

1) 兩回220 kV交流電纜末端各配置55 Mvar高抗，同時集控站配置2臺容量為40 Mvar的SVG，即圖1所示系統(tǒng)，作為對比的基準(zhǔn)算例；

2) 兩回220 kV交流電纜末端各配置55 Mvar高抗，集控站采用高抗替代SVG，高抗容量根據(jù)運(yùn)行工況，按與SVG運(yùn)行出力相同配置，以保持對比算例的潮流一致；

3) 兩回220 kV交流電纜末端不配置高抗，集控站采用兩臺容量為95 Mvar的SVG，增加的SVG容量代替去掉的線路高抗；

4) 兩回220 kV交流電纜末端各配置55 Mvar高抗，集控站采用兩臺容量為95 Mvar的SVG；

5) 兩回220 kV交流電纜末端各配置115 Mvar高抗，集控站采用兩臺容量為40 Mvar的SVG，模擬SVG處于發(fā)出感性無功的工作狀態(tài)。

據(jù)前文分析，SVG采用定電壓控制方式較定無功控制方式對系統(tǒng)穩(wěn)定性的不利影響更大，考慮就實際系統(tǒng)穩(wěn)定性問題更嚴(yán)峻的情況展開分析，故以上算例中所配置的SVG均采用定電壓控制方式。

3.1 系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式臨界穩(wěn)定性分析

對上述5種SVG及高抗配置的算例，分別計算風(fēng)電場出力為0.61 p.u.、0.31 p.u.以及0.13 p.u.時保持系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定的臨界短路比，同時給出相應(yīng)的集控站短路電流水平，用以對比不同算例下為保持系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定，交流電網(wǎng)應(yīng)具備的電壓支撐能力(短路電流水平)，結(jié)果如表3所示。

表3 不同SVG容量配置對系統(tǒng)主導(dǎo)模式失穩(wěn)的臨界SCR

對比上述算例1)和算例2)的結(jié)果，采用高抗替代SVG，在同樣的潮流方式下保持系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定的臨界短路比低于采用SVG的情況，說明SVG配置對于并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性具有不利影響。

對比算例1)和算例3)可以進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)SVG容量配置增大對主導(dǎo)模式穩(wěn)定性有顯著不利影響，盡管風(fēng)電場低出力(0.13 p.u.)下臨界短路比與算例1)的結(jié)果一致，但由于計算臨界短路比時同時考慮風(fēng)電場和SVG的容量，為保持算例3)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定，對集控站短路電流水平的要求提高了。

對比算例1)和算例4)兩種情況，其主要區(qū)別是SVG配置容量，每種風(fēng)電場出力方式下SVG均處于吸收同等感性無功的狀態(tài)，結(jié)果進(jìn)一步說明SVG容量配置高不利于系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定。注意到算例4)對應(yīng)的臨界短路比小于算例1)，同樣是由于計算短路比時計入了風(fēng)電場和SVG的總?cè)萘?，對比相?yīng)集控站短路電流水平可以看到兩者差異。

對比算例1)和算例5)，兩種情況下SVG分別工作于吸收和發(fā)出感性無功的狀態(tài)，盡管存在高抗容量的差別，仍可說明，SVG工作于發(fā)出感性無功狀態(tài)時，即容性工作區(qū)，系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的穩(wěn)定性明顯好于其工作在吸收感性無功狀態(tài)，即感性工作區(qū)。

對比算例3)和算例4)，盡管兩者SVG容量配置相同，但是SVG工作狀態(tài)存在差異，算例3)中SVG運(yùn)行于吸收更多感性無功的狀態(tài)，分析結(jié)果說明，SVG吸收感性無功越多越不利于系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的穩(wěn)定性。

設(shè)置集控站短路電流為2.8 kA，改變風(fēng)電場出力，分析上述算例2)、算例3)、算例5) 3種情況下并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式發(fā)生失穩(wěn)的臨界狀態(tài)，結(jié)果如圖8所示。由圖8可見，在給定短路電流水平下，利用高抗替代SVG配置時，風(fēng)電場出力低于0.21 p.u.系統(tǒng)主導(dǎo)模式進(jìn)入右半平面，而當(dāng)采用SVG替代高抗時，風(fēng)電場出力高于0.85 p.u.主導(dǎo)模式才能保持穩(wěn)定；SVG工作于容性區(qū)時，風(fēng)電場出力低于0.17 p.u.后系統(tǒng)主導(dǎo)模式失穩(wěn)。

以上分析表明，SVG容量配置和運(yùn)行狀態(tài)對于海上風(fēng)電場并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的穩(wěn)定性具有重要影響，SVG容量配置越高越不利于系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的穩(wěn)定性，SVG工作在感性區(qū)時系統(tǒng)主導(dǎo)模式穩(wěn)定性明顯弱于其工作在容性區(qū)。

3.2 時域仿真驗證

為進(jìn)一步驗證上述分析結(jié)果的正確性，對算例1)—5)開展時域?qū)Ρ确抡骝炞C。

首先針對算例1)、算例2)開展對比仿真。設(shè)置風(fēng)電場出力為0.31 p.u.，初始短路比為3.35，在第7 s時降低短路比至2，此時裝設(shè)有SVG裝置的系統(tǒng)集控站功率波形如圖9所示，7 s后系統(tǒng)出現(xiàn)頻率在41.5 Hz左右的次同步振蕩；隨后去掉SVG，并根據(jù)原系統(tǒng)中SVG的出力情況，增大高抗容量替代SVG，重復(fù)上述仿真，短路比改變后，系統(tǒng)基本能維持穩(wěn)定。可見，在相同短路比下，SVG的引入降低了并網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性，與特征值分析結(jié)果一致。

圖9 并網(wǎng)系統(tǒng)有/無SVG時集控站功率仿真波形

進(jìn)一步針對算例1)、3)、4)進(jìn)行仿真對比，分析SVG容量對并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。設(shè)置風(fēng)電場出力為0.6 p.u.，初始短路比為3.35，分別在第7 s和7.8 s時降低短路比至2和1.65，觀察此時集控站功率的波形，如圖10所示?？梢?，在第7 s時對應(yīng)算例3)增大SVG容量且無高抗的系統(tǒng)出現(xiàn)明顯的次同步振蕩，而對應(yīng)算例1)、4)下的系統(tǒng)基本保持在穩(wěn)定狀態(tài)；第7.8 s時，對應(yīng)算例3)的系統(tǒng)振蕩幅度進(jìn)一步明顯增大，對應(yīng)算例1)、4)的系統(tǒng)出現(xiàn)輕微振蕩，算例1)即原系統(tǒng)的振蕩程度隨后減弱，說明SVG容量和運(yùn)行狀態(tài)對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性具有重要影響，與特征值分析結(jié)果一致。

圖10 增大SVG容量后集控站功率仿真波形

針對算例1)、5)分析SVG工作狀態(tài)對并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。設(shè)置風(fēng)電場出力為0.31 p.u.，初始短路比為3.35，在第7 s時降低短路比至2，觀察此時集控站功率的波形，如圖11所示。在第7 s后，對應(yīng)算例1)SVG處于吸收感性無功狀態(tài)的系統(tǒng)出現(xiàn)明顯次同步振蕩，而對應(yīng)算例5)SVG處于發(fā)出感性無功狀態(tài)的系統(tǒng)穩(wěn)定性良好，與特征值分析結(jié)果一致。

圖11 SVG于不同工作方式下集控站功率仿真波形

4 結(jié)論

海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)采用交流電纜，線路充電無功遠(yuǎn)大于陸上架空線路，限于海上安裝位置，其動態(tài)無功補(bǔ)償裝置(SVG)通常配置在陸上集控站，SVG常工作于感性區(qū)。本文基于海上風(fēng)電交流并網(wǎng)算例對系統(tǒng)特征振蕩模式進(jìn)行了全面分析，重點研究了SVG對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的影響，主要結(jié)論如下：

1) 海上風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)中存在風(fēng)電機(jī)組電流控制主導(dǎo)的多個次超同步振蕩模式，分別決定于風(fēng)電機(jī)組電流控制與不同元件耦合的電流回路動態(tài)特征，其中主導(dǎo)失穩(wěn)模式由風(fēng)電機(jī)組電流控制與交流系統(tǒng)之間通過輸電電纜耦合回路的穩(wěn)定性決定。

2) SVG控制會參與風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)中電流控制主導(dǎo)的所有次超同步振蕩模式，其容量配置、控制方式、控制參數(shù)設(shè)計以及SVG不同運(yùn)行狀態(tài)等因素對風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)主導(dǎo)失穩(wěn)模式具有重要影響。

3) SVG無功電流內(nèi)環(huán)控制比例增益和積分時間常數(shù)以及外環(huán)無功控制比例增益對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式具有明顯影響，可能導(dǎo)致系統(tǒng)從穩(wěn)定狀態(tài)趨于不穩(wěn)定，工程上需要關(guān)注SVG控制參數(shù)設(shè)計，確定能夠適應(yīng)系統(tǒng)運(yùn)行方式變化并與風(fēng)電場控制參數(shù)協(xié)調(diào)的參數(shù)取值范圍以保持系統(tǒng)穩(wěn)定。

4) 算例分析表明，SVG容量配置越高，越不利于系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的穩(wěn)定性，單純采用高抗補(bǔ)償?shù)南到y(tǒng)其主導(dǎo)振蕩模式穩(wěn)定性更好。但考慮到風(fēng)電場出力的變化，需要設(shè)置一定容量的動態(tài)無功補(bǔ)償裝置，因此存在無功配置優(yōu)化的需求。

5) 海上風(fēng)電交流并網(wǎng)系統(tǒng)中，SVG通常運(yùn)行在吸收電纜剩余充電無功的狀態(tài)。分析表明，SVG運(yùn)行于吸收感性無功狀態(tài)時，對風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩特性的不利影響明顯大于其發(fā)出感性無功的狀態(tài)。

6) SVG控制也會主導(dǎo)與風(fēng)電機(jī)組控制以及交流系統(tǒng)耦合的振蕩模式，多臺SVG之間還會存在彼此之間的控制相互作用，基于典型SVG控制參數(shù)設(shè)計的算例分析表明，相關(guān)模式整體上處于穩(wěn)定狀態(tài)。

以上研究表明，為提高海上風(fēng)電場并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩穩(wěn)定性，有必要對包括高抗和SVG的系統(tǒng)無功補(bǔ)償容量開展配置和運(yùn)行優(yōu)化分析。另一方面，考慮到SVG工作狀態(tài)及控制參數(shù)對系統(tǒng)主導(dǎo)振蕩模式的影響，需要合理優(yōu)化運(yùn)行方式，以及控制參數(shù)設(shè)計。

附錄A

表A1 風(fēng)電機(jī)組電氣參數(shù)與控制參數(shù)

Table A1 Circuit parameters and control parameters of D-PMSG

參數(shù)名稱數(shù)值參數(shù)名稱數(shù)值 風(fēng)力機(jī)葉片半徑33 m有功功率參考值控制比例系數(shù)Kptrq12 空氣密度ρa(bǔ)ir1.225 kg/m3有功功率參考值控制比例系數(shù)Kptrq0.6 風(fēng)力機(jī)額定頻率fsn11.5 Hz機(jī)側(cè)有功功率控制比例系數(shù)Kp12 額定功率5.5 MW機(jī)側(cè)有功功率控制積分增益Ki120 功率因數(shù)0.9機(jī)側(cè)q軸電流跟蹤控制比例系數(shù)Kp25 容量基值6.111 MVA機(jī)側(cè)q軸電流跟蹤控制積分增益Ki277.88 電壓基值0.69 kV機(jī)側(cè)d軸電流跟蹤控制比例系數(shù)Kp32.02 永磁同步發(fā)電機(jī)等效電阻Rs0.003 87 p.u.機(jī)側(cè)d軸電流跟蹤控制積分增益Ki377.88 永磁同步發(fā)電機(jī)等效電抗Ls0.4539 p.u.網(wǎng)側(cè)直流電壓控制比例系數(shù)Kp40.7 直流電容Cdc0.022 02 F網(wǎng)側(cè)直流電壓控制積分增益Ki410 網(wǎng)側(cè)變流器出口電感Lg0.44 p.u.網(wǎng)側(cè)d/q軸電流跟蹤控制比例系數(shù)Kp5/Kp61 箱變額定容量6.3 MVA網(wǎng)側(cè)d/q軸電流跟蹤控制積分增益Ki5/Ki61/0.06 箱變電壓比36.75 kV/0.69 kV測量環(huán)節(jié)濾波時間常數(shù)Tm0.001 s 箱變阻抗0.065 p.u.鎖相環(huán)控制比例系數(shù)KpPLL150 風(fēng)機(jī)臺數(shù)73鎖相環(huán)控制積分增益KiPLL11/0.001

圖A1 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器控制框圖

Fig. A1 Control diagram of machine side converter of D-PMSG

圖A2 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器控制框圖

Fig. A2 Control diagram of grid side converter of D-PMSG

圖A3 SVG控制框圖

Fig. A3 Control diagram of SVG

表A2 SVG電氣參數(shù)與控制參數(shù)

Table A2 Circuit parameters and control parameters ofSVG

參數(shù)名稱數(shù)值 額定容量40 Mvar 直流電容0.0002 F 濾波電感0.5 p.u. 調(diào)差系數(shù)Ka0.03 SVG外環(huán)控制比例系數(shù)Kp7/Kp91/1 SVG外環(huán)控制積分增益Ki7/Ki91/0.06 d/q軸電流跟蹤控制比例系數(shù)Kp8/Kp100.8/0.8 d/q軸電流跟蹤控制積分增益Ki8/Ki101/0.03 測量環(huán)節(jié)濾波時間常數(shù)Tm0.001 s 鎖相環(huán)控制比例系數(shù)KpPLL250 鎖相環(huán)控制積分增益KiPLL21/0.002

表A3 海上風(fēng)電場并網(wǎng)算例系統(tǒng)特征值計算結(jié)果

Table A3 Eigenvalues of grid-connected case system of offshore wind farm

序號特征值相關(guān)環(huán)節(jié)序號特征值相關(guān)環(huán)節(jié) l19.01×1019l44-3.4313×1019 l23.60×1019l45-109.1410 l3,4-28.8983±j2π×869.8305海纜l46,47-52.4212±j2π×1.0232SVG l5,6-28.7103±j2π×769.6256海纜l48,49-23.5769±j2π×3.1678WT(鎖相環(huán)) l7,8-2362.2264±j2π×5.9698WTl50-0.0469 l9,10-85.7423±j2π×229.3618WT+C+RL+SVGl51-1.6507 l11,12-1954.0688±j2π×11.6522SVG+Tl52-1.5541 l13,14-84.7283±j2π×131.419WT+C+RL+SVGl53,54-15.4813±j2π×2.2586SVG l152.40×1019l55-9.1303 l16-9.01×1019l56-0.382 l17-6.00×1019l57-17.4784 l18,19-1947.0876±j2π×11.435SVG+Tl58,59-16.0856±j2π×0.1261 l20,21-223.3571±j2π×113.0504WT+T+SVG(主)l60-13.9854 l22,23-105.7415±j2π×97.7543WT+RL+SVGl61-15.6279 l24-3.00×1019l62-39.4991 l25372.5307l63-1000 l26,27-243.7763±j2π×111.9638SVG+Tl64-1000 l28-412.7917l65,66-49.6236±j2π×1.0592SVG+T l291.72×1019l67,68-16.2131±j2π×2.2928SVG l30,31-70.7024±j2π×54.365WT+T+SVG+RLl69-1000 l32,33-4.9736±j2π×50.0266高抗l70,71-1000 l34-2.40×1019l72-1000 l35,364.1627±j2π×42.938WT+T+SVG+RLl73-44.6758 l37,381.966×10-11±j2π×50l74-38.6819 l39,40-70.0533±j2π×52.7449SVG+Tl75-13.7164 l41,42-57.3764±j2π×50l76-1000 l43-277.5054

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Analysis on the influence of an SVG on the stability of AC grid-connected offshore wind farms

CHEN Honglin1, XIONG Xinyao2, YU Hao1, LI Yutong2, HAN Yingsheng2, SUN Haishun2, DUAN Yao1

(1. Grid Planning Research Center of Guangdong Power Grid Co., Ltd., Guangzhou 510080, China; 2. Key Laboratory of Advanced Electromagnetic Engineering and Technology, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)

An offshore wind power AC grid-connected system has a different structure and operational characteristics from an onshore system. The dynamic var compensation device (SVG) is usually located at onshore centralized control station instead of the wind farm outlet, and generally operates in an inductive state compensating the charging reactive power of the AC cable. In this case, it is necessary to study the impact of the SVG on the oscillation characteristics of the system. In this paper, a practical direct-drive offshore wind power AC grid-connected system is selected as a case study. Based on eigenvalue analysis, some comparative cases are constructed to study the impact of SVG capacity, operational region as well as its control on the stability of the dominant oscillation mode. It is found that the stability of the dominant subsynchronous oscillation mode is significantly weaker when SVG is working in an inductive state compared with SVG working in a capacitive state. In addition, current inner control and power outer control parameters of the SVG could lead to instability in the dominant oscillation mode. The control parameter design of a SVG should be adapted to system operation and coordinated with the control of the wind turbine generator for stable operation. A detailed electromagnetic transient simulation based on PSCAD/EMTDC validates the results. The study would be beneficial to understanding the characteristics of an offshore wind farm AC grid-connected system as well as guiding system planning and optimal operation.

offshore wind farm; direct-drive permanent magnet synchronous generator (D-PMSG); static var generator (SVG); sub-synchronous oscillation (SSO); eigenvalue analysis

10.19783/j.cnki.pspc.211761

廣東省重點領(lǐng)域研發(fā)計劃項目資助(2021B010 1230004)；南方電網(wǎng)電力規(guī)劃專題項目資助(031000QQ 00200003)

This work is supported by the Research and Development Plan in Key Areas of Guangdong Province (No. 2021B0101230004).

2021-12-27；

2022-05-11

陳鴻琳(1992—)，女，博士，工程師，研究方向為電網(wǎng)規(guī)劃與運(yùn)行控制；E-mail: eehonglinchen@163.com

熊馨瑤(2000—)，女，碩士研究生，研究方向為新能源系統(tǒng)穩(wěn)定與控制；E-mail: m202171862@hust.edu.cn

余 浩(1986—)，男，碩士，高級工程師，研究方向為電網(wǎng)規(guī)劃、系統(tǒng)仿真及新能源并網(wǎng)技術(shù)。E-mail: yuhao@ gd.csg.cn

(編輯 周金梅)