基于功率調(diào)整的直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)次/超同步振蕩后抑制策略

瞿晟珉, 黃玲玲

[教育部海上風(fēng)電技術(shù)工程研究中心(上海電力大學(xué)), 上海 200090]

隨著風(fēng)電技術(shù)的發(fā)展與風(fēng)電機(jī)組單機(jī)容量的提升,采用永磁同步發(fā)電機(jī)(Permanent Magnetic Synchronous Generator,PMSG)的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組在風(fēng)電領(lǐng)域獲得了廣泛的應(yīng)用。PMSG在并網(wǎng)系統(tǒng)中含有大量的電力電子設(shè)備,使得并網(wǎng)系統(tǒng)存在多時(shí)間尺度的復(fù)雜動(dòng)態(tài)特性。其中,直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)與電網(wǎng)交互作用引起的次/超同步振蕩(Sub/Sup-Synchronous Oscillation,S/SSO)問題對(duì)電力系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行造成了嚴(yán)重的影響[1]。

目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)PMSG并網(wǎng)系統(tǒng)的S/SSO穩(wěn)定性進(jìn)行了多方面的研究。文獻(xiàn)[2-3]基于特征值分析法,針對(duì)單機(jī)無窮大系統(tǒng),分析了鎖相環(huán)控制參數(shù)、電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)及電網(wǎng)強(qiáng)度對(duì)系統(tǒng)振蕩模態(tài)的影響,表明控制參數(shù)不當(dāng)是誘發(fā)直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)發(fā)生S/SSO的主導(dǎo)因素。由于特征值分析方法在針對(duì)具備多臺(tái)風(fēng)電機(jī)組的并網(wǎng)系統(tǒng)時(shí)存在“維數(shù)災(zāi)”問題[4],所以目前的主流分析方法為阻抗分析法。根據(jù)線性化過程中選取坐標(biāo)系的區(qū)別,阻抗分析法分為dq軸阻抗[5]、序阻抗[6]和極坐標(biāo)阻抗[7]。文獻(xiàn)[8]提出了并網(wǎng)逆變器由于dq軸控制的不對(duì)稱性而導(dǎo)致系統(tǒng)存在的頻率耦合現(xiàn)象。文獻(xiàn)[9-12]采用阻抗分析法,通過頻域靈敏度分析,發(fā)現(xiàn)并網(wǎng)逆變器電流內(nèi)環(huán)、電壓外環(huán)、鎖相環(huán)控制增益變化對(duì)系統(tǒng)振蕩模態(tài)的影響。文獻(xiàn)[13]通過考慮變壓器及匯集線路阻抗,建立了計(jì)及頻率耦合的多逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)模型。

上述研究主要從振蕩預(yù)防的角度展開,少有文獻(xiàn)討論S/SSO發(fā)生后的處理問題。以往發(fā)生的風(fēng)電場(chǎng)參與的并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩失穩(wěn)事故中,多以切除方式消除S/SSO[14-16]。這種處理方式使得振蕩恢復(fù)過程中大量有功電源丟失,不利于振蕩恢復(fù)后系統(tǒng)的有功平衡。2015年7月發(fā)生的新疆哈密直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)事故錄波顯示,直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)與弱電網(wǎng)交互產(chǎn)生的S/SSO存在頻率耦合[17],S/SSO頻率與振蕩幅值隨風(fēng)功率波動(dòng)表現(xiàn)出隨時(shí)間偏移的特點(diǎn)[18]。文獻(xiàn)[19-21]分析了PMSG出力變化對(duì)于風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)穩(wěn)定性的影響,得出減小風(fēng)電機(jī)組出力有助于消除風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩事故的結(jié)論,為解決直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)振蕩后抑制提供了新的思路。

本文主要針對(duì)直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)在不同運(yùn)行工況下的并網(wǎng)S/SSO穩(wěn)定性進(jìn)行研究,提出了一種基于直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)功率調(diào)整的S/SSO恢復(fù)策略。首先,建立了鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納模型,分析了PMSG出力變化對(duì)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)導(dǎo)納特性的影響。其次,基于阻抗分析法,通過對(duì)導(dǎo)納模型bode圖判據(jù)分析,提出了一種基于功率調(diào)整的風(fēng)電場(chǎng)S/SSO抑制策略。最后,通過MATLAB/Simulink仿真,驗(yàn)證了S/SSO恢復(fù)策略能夠維持振蕩事故后風(fēng)電場(chǎng)有功出力水平,提高了風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)的可靠性。

1 直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納特性建模

風(fēng)電場(chǎng)通常包含多臺(tái)風(fēng)電機(jī)組,機(jī)組之間通過集電線路相互連接后經(jīng)并網(wǎng)點(diǎn)連接至交流電網(wǎng)。典型的鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)風(fēng)電場(chǎng)電氣系統(tǒng)如圖1所示。為了便于說明,這里對(duì)每一個(gè)鏈路的風(fēng)電機(jī)組依次進(jìn)行編號(hào)。每個(gè)鏈路中,與并網(wǎng)點(diǎn)電氣距離最近的機(jī)組稱為首端機(jī)組,與并網(wǎng)點(diǎn)電氣距離最遠(yuǎn)的機(jī)組稱為末端機(jī)組。當(dāng)有機(jī)組停運(yùn)時(shí),以投運(yùn)的機(jī)組為準(zhǔn)。每臺(tái)機(jī)組的編號(hào)記作MN,其中首位M對(duì)應(yīng)風(fēng)電機(jī)組所處的鏈路,末位N對(duì)應(yīng)風(fēng)電機(jī)組在鏈路內(nèi)的位置。

圖1 鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)風(fēng)電場(chǎng)電氣系統(tǒng)

由圖1可知,鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)的風(fēng)電場(chǎng)主要由風(fēng)電機(jī)組、包含箱式變壓器和中壓集電線路的無源網(wǎng)絡(luò)兩部分組成。其中,風(fēng)電機(jī)組出口處箱式變壓器可以采用折算到高壓側(cè)的T型電路進(jìn)行等效,中壓集電線路可以采用單位長(zhǎng)度的π型電路進(jìn)行等效。由此,一臺(tái)連接箱式變壓器與集電線路的PMSG可以等效為圖2所示的單機(jī)-無源網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)。圖2中,RTL,XTL,YTL分別表示集電線路的電阻、電抗以及對(duì)地導(dǎo)納,YT1,YTM,YT2分別表示箱式變壓器低壓側(cè)、勵(lì)磁繞組及變壓器高壓側(cè)的等值阻抗折算得到的等值導(dǎo)納,其表現(xiàn)為純電氣元件,頻域下的導(dǎo)納特性不隨運(yùn)行方式改變而改變。YPMSG為受多控制環(huán)節(jié)影響、隨運(yùn)行方式變化的風(fēng)電機(jī)組等值導(dǎo)納特性。

圖2 單機(jī)-無源網(wǎng)絡(luò)系統(tǒng)電氣拓?fù)?/p>

根據(jù)文獻(xiàn)[22-23]的研究結(jié)果,建立計(jì)及風(fēng)電機(jī)組的雙閉環(huán)控制環(huán)節(jié)及鎖相環(huán)控制作用的PMSG導(dǎo)納模型,具體為

(1)

式中:Y11(s),Y22(s)——并網(wǎng)逆變器在擾動(dòng)頻率和耦合頻率的自導(dǎo)納;

Y12(s),Y21(s)——擾動(dòng)頻率與耦合頻率間的互導(dǎo)納。

由于并網(wǎng)逆變器的不對(duì)稱控制結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了頻率耦合效應(yīng),所以風(fēng)電機(jī)組的阻抗分析過程需同時(shí)計(jì)及自導(dǎo)納及互導(dǎo)納的影響。導(dǎo)納表達(dá)式表現(xiàn)為多輸入多輸出(Multiple-Input Multiple-Output,MIMO)的2×2階矩陣,不具備直觀物理意義,不能采用傳統(tǒng)并網(wǎng)穩(wěn)定分析判據(jù),而需通過廣義奈奎斯特判據(jù)來判別系統(tǒng)的穩(wěn)定性。為簡(jiǎn)化分析過程,根據(jù)如圖3所示的并網(wǎng)逆變器交流電氣量頻域關(guān)系,將每臺(tái)并網(wǎng)逆變器的MIMO序阻抗模型進(jìn)行簡(jiǎn)化。其中:Up,Up2,Ip,Ip2為電壓及電流在擾動(dòng)頻率及耦合頻率的分量。

圖3 并網(wǎng)逆變器交流電氣量頻域關(guān)系

簡(jiǎn)化后的單輸入單輸出(Single-Input Single-Output,SISO)修正序阻抗模型為

(2)

(3)

式中:Yp,Yn——PMSG的修正正序和負(fù)導(dǎo)納值。

表1為逆變器端口擾動(dòng)電壓及電流響應(yīng)分量關(guān)系。

表1 逆變器端口擾動(dòng)電壓及電流響應(yīng)分量關(guān)系

由表1可知,在次/超同步頻段下,風(fēng)電場(chǎng)的擾動(dòng)分量及耦合分量均為正序分量。因此,對(duì)式(2)的修正正序阻抗模型進(jìn)行分析,即可得到單臺(tái)PMSG的并網(wǎng)逆變器導(dǎo)納特性。

對(duì)于包含n臺(tái)PMSG的一條鏈路來說,以第i臺(tái)機(jī)組(i≤n)的接口處為導(dǎo)納分點(diǎn),可以從末端機(jī)組開始計(jì)算,1臺(tái)PMSG與箱式變壓器、集電線路串聯(lián)后再與第2臺(tái)PMSG并聯(lián),通過遞推迭代計(jì)算,可以得到包含i臺(tái)機(jī)組的導(dǎo)納表達(dá)式Y(jié)PMSG,i_sys,鏈路的導(dǎo)納表達(dá)式Y(jié)L,完整風(fēng)電場(chǎng)等值導(dǎo)納表達(dá)式Y(jié)WF,為

(4)

YL=YPMSG,n_sys

(5)

YWF=YL1//YL2//YL3//…//YLm

(6)

2 直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納特性分析

2.1 風(fēng)電機(jī)組出力變化情況

采用導(dǎo)納靈敏度可以分析出力變化下系統(tǒng)導(dǎo)納隨出力變化的趨勢(shì)。導(dǎo)納參數(shù)靈敏度定義為

i,j∈{1,2}

(7)

式中:下標(biāo)k——導(dǎo)納特性相關(guān)參數(shù);

Δk——參數(shù)單位改變量。

為簡(jiǎn)化對(duì)復(fù)數(shù)形式導(dǎo)納表達(dá)式的分析,將導(dǎo)納參數(shù)靈敏度的幅值及相位分別定義為幅值靈敏度Ak(k,Δk,s)及相位靈敏度Pk(k,Δk,s)。其表達(dá)式為

(8)

(9)

針對(duì)式(2)所示的PMSG正序?qū)Ъ{SISO模型,在MATLAB/Simulink中建立單機(jī)并網(wǎng)仿真模型,以分析PMSG出力變化對(duì)機(jī)組等值導(dǎo)納的影響。直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)參數(shù)如表2所示。

表2 直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)參數(shù)

針對(duì)PMSG的3種不同出力工況進(jìn)行仿真,繪制得到次/超同步頻段下的正序?qū)Ъ{頻率-幅值圖及正序?qū)Ъ{頻率-相位圖,具體如圖4所示。

圖4 不同PMSG出力下機(jī)組正序?qū)Ъ{特性幅相圖

由圖4可知,在次/超同步頻段內(nèi),直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組恒定存在“負(fù)電阻容性”頻段,致使直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)系統(tǒng)隨運(yùn)行方式改變時(shí),始終存在與感性交流電網(wǎng)發(fā)生交互振蕩的風(fēng)險(xiǎn)。

由式(8)、式(9)計(jì)算結(jié)果可知,Ap(1.2,0.3,s)/Ap(1.5,0.3,s)≈1,PMSG的導(dǎo)納特性幅值與風(fēng)電機(jī)組出力大小基本呈現(xiàn)線性變化關(guān)系,而Pp(1.2,0.3,s)≈Pp(1.5,0.3,s)≈0,PMSG正序?qū)Ъ{相位受機(jī)組出力水平變化的影響可以忽略。

2.2 風(fēng)電機(jī)組電氣位置

為了定量表征相同鏈路內(nèi)風(fēng)電機(jī)組出力波動(dòng)對(duì)直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納特性的影響,定義導(dǎo)納外特性影響因子KPMSG_i(1≤i≤n),表示同一鏈路內(nèi)第i臺(tái)PMSG出力變化對(duì)于風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納外特性的影響。KPMSG_i越大,調(diào)節(jié)該機(jī)組出力對(duì)導(dǎo)納外特性影響越明顯。其表達(dá)式為

KPMSG_i=Ap(ΔP,s)

(10)

式中:ΔP——PMSG出力變化量。

由式(4)可知,一個(gè)鏈路的等值導(dǎo)納與出力相關(guān)變量YB可以表示為首端機(jī)組-箱式變壓器導(dǎo)納外特性與鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)剩余風(fēng)電機(jī)組導(dǎo)納特性的和,即

YB=YPMSG,n_T+YPMSG,n-1_sys

(11)

聯(lián)立式(4)中第i項(xiàng)及第i+1項(xiàng),可以得到:

(12)

這說明同一鏈路內(nèi),越靠近并網(wǎng)點(diǎn)的機(jī)組出力變化對(duì)于鏈路的等值導(dǎo)納幅值影響越顯著。選取一條有7臺(tái)風(fēng)電機(jī)組的鏈路進(jìn)行分析,將PMSG11#～PMSG17#的機(jī)組出力由1 MW提高至2 MW,計(jì)算得到計(jì)及風(fēng)電場(chǎng)出力差異的鏈路導(dǎo)納幅值-相位曲線如圖5所示。

圖5 計(jì)及風(fēng)電場(chǎng)出力差異的鏈路導(dǎo)納幅值-相位曲線

由圖5(a)可以看出,在相同的機(jī)組出力變化量下,改變首端風(fēng)電機(jī)組出力,鏈路導(dǎo)納幅值大小為-26.804 6 dB,而改變末端風(fēng)電機(jī)組出力,鏈路導(dǎo)納幅值為-26.814 8 dB。這驗(yàn)證了風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)一條鏈路的等值導(dǎo)納外特性與同一鏈路內(nèi)的首端機(jī)組出力相關(guān)性更大。總之,風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)部風(fēng)電機(jī)組的出力變化會(huì)對(duì)風(fēng)電場(chǎng)的導(dǎo)納幅值產(chǎn)生影響,并且越靠近首端風(fēng)電機(jī)組,其出力變化對(duì)風(fēng)電場(chǎng)等值導(dǎo)納的影響更大。

3 風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩恢復(fù)策略

3.1 風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性分析

直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)接入交流電網(wǎng)的等效模型如圖6所示。其中,Ugrid為電網(wǎng)電壓源,Zgrid為電網(wǎng)等值導(dǎo)納,IWF為風(fēng)電場(chǎng)等值功率源,虛線框內(nèi)的子系統(tǒng)為等值后的風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納YWF外特性。

圖6 風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)系統(tǒng)等效模型

根據(jù)電路理論可知,圖6所示系統(tǒng)的穩(wěn)定性取決于新能源子系統(tǒng)與電網(wǎng)的阻抗比,計(jì)算公式為

G(s)=Zgrid(s)YWF(s)

(13)

根據(jù)bode圖判據(jù),式(13)可以等價(jià)表示為

(14)

由此可知,直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)場(chǎng)-網(wǎng)振蕩發(fā)生的必要條件為:風(fēng)電場(chǎng)等值導(dǎo)納幅值與交流電網(wǎng)等值導(dǎo)納幅值相等;風(fēng)電場(chǎng)等值導(dǎo)納相位與交流電網(wǎng)等值導(dǎo)納相位相差大于180°。

3.2 振蕩恢復(fù)策略機(jī)理分析

直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)與交流電網(wǎng)在運(yùn)行交互過程中,交流電網(wǎng)的導(dǎo)納幅值隨負(fù)荷波動(dòng)而改變,但在次/超同步頻段的交流電網(wǎng)的阻抗相位基本保持純感性不變。由以上分析可知,當(dāng)風(fēng)電機(jī)組出力變化時(shí),其對(duì)鏈?zhǔn)阶酉到y(tǒng)導(dǎo)納外特性的影響主要體現(xiàn)為導(dǎo)納幅值的變化。因此,對(duì)直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)的S/SSO分析可圍繞系統(tǒng)導(dǎo)納的幅值特性展開。

考慮到單臺(tái)風(fēng)電機(jī)組的導(dǎo)納幅值在次/超同步頻段內(nèi)的數(shù)值遠(yuǎn)大于交流電網(wǎng)的導(dǎo)納幅值。風(fēng)電場(chǎng)中多臺(tái)PMSG的功率匯集,顯著降低了風(fēng)電場(chǎng)側(cè)的輸出導(dǎo)納幅值,減小了風(fēng)電場(chǎng)等值阻抗與交流電網(wǎng)產(chǎn)生交互的幅值裕度,加劇了S/SSO風(fēng)險(xiǎn)。由以上分析可知,通過對(duì)風(fēng)電機(jī)組功率指令進(jìn)行調(diào)整可改變風(fēng)電機(jī)組的導(dǎo)納幅值,進(jìn)而對(duì)風(fēng)電場(chǎng)的整體導(dǎo)納幅值產(chǎn)生影響,使直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)與交流電網(wǎng)產(chǎn)生不穩(wěn)定交互的必要條件被打破。因此,本文將直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)S/SSO后的恢復(fù)處理策略概括為一個(gè)風(fēng)電場(chǎng)機(jī)組功率優(yōu)化調(diào)整問題,即振蕩發(fā)生后,在保證振蕩頻率fweak的鄰域內(nèi),通過減小風(fēng)電場(chǎng)出力水平,使風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納外特性的實(shí)部避開交流電網(wǎng)阻抗外特性的幅值,同時(shí)兼顧風(fēng)電場(chǎng)機(jī)組功率調(diào)整盡可能小,能夠在解決振蕩恢復(fù)問題的同時(shí),保證風(fēng)電場(chǎng)有功出力水平,即

(15)

由上面分析可知:首先,風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納特性是場(chǎng)內(nèi)鏈路導(dǎo)納的并聯(lián),因此,對(duì)于具有多個(gè)鏈路的直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng),調(diào)節(jié)導(dǎo)納外特性最小鏈路的機(jī)組出力,對(duì)于振蕩恢復(fù)效果最明顯。其次,鏈路導(dǎo)納幅值主要受同一鏈路內(nèi)風(fēng)電機(jī)組出力變化的影響,與不同鏈路上的風(fēng)電機(jī)組出力波動(dòng)無關(guān)。最后,同一鏈路內(nèi),越靠近并網(wǎng)點(diǎn)的機(jī)組出力變化對(duì)于鏈路的等值導(dǎo)納幅值影響越顯著,因此,為滿足式(15)中的限制條件,應(yīng)優(yōu)先快速切除直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)中導(dǎo)納外特性最小鏈路的首端機(jī)組。

對(duì)于擁有k條鏈路的直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)來說,為了實(shí)現(xiàn)振蕩過程的快速恢復(fù),需判斷進(jìn)行功率調(diào)整操作的機(jī)組數(shù)。將直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)中所有鏈路中的首端機(jī)組全部切除,記為一輪功率調(diào)整。為了快速判斷每一輪功率調(diào)整是否滿足式(15)的限制條件,定義風(fēng)電場(chǎng)中第j條鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)首端機(jī)組的最大調(diào)整導(dǎo)納幅值量Yadj_max及風(fēng)電場(chǎng)一輪功率調(diào)整的最大調(diào)整導(dǎo)納幅值量Yad_totol_max,分別為

(16)

(17)

取場(chǎng)-網(wǎng)間導(dǎo)納穩(wěn)定指標(biāo)hwg為

hwg=abs(Zgrid)·abs(YWF)

(18)

根據(jù)式(14)的振蕩發(fā)生必要條件可以看出,當(dāng)hwg≠1時(shí),系統(tǒng)S/SSO不滿足風(fēng)電場(chǎng)等值導(dǎo)納幅值與交流電網(wǎng)等值導(dǎo)納幅值相等這一必要條件,振蕩轉(zhuǎn)變?yōu)樗p振蕩,系統(tǒng)穩(wěn)定。由風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)S/SSO的既往故障錄波數(shù)據(jù)可知,由于“負(fù)電阻特性”產(chǎn)生的并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩幅度隨時(shí)間的增加而增加,直至達(dá)到控制器中的限幅上限,因此隨著時(shí)間偏移,振蕩事故對(duì)電力系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響增大。為保證功率調(diào)整策略實(shí)施后直接消除系統(tǒng)振蕩,考慮到振蕩后切機(jī)過程中風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納數(shù)值變化,以及由于快速傅里葉變換計(jì)算過程中因舍入誤差而導(dǎo)致的系統(tǒng)誤差,在策略制定時(shí)設(shè)置系統(tǒng)控制策略的振蕩切除閾值為α(α<1),保留一定的穩(wěn)定裕度。即當(dāng)直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)發(fā)生S/SSO時(shí),降低風(fēng)電機(jī)組輸出功率或切除風(fēng)電機(jī)組,直至滿足hwg<α,系統(tǒng)恢復(fù)振蕩穩(wěn)定。

將功率調(diào)整過程中的切機(jī)過程分為一輪功率調(diào)整以及單機(jī)功率調(diào)整兩種類型。為減少振蕩事故持續(xù)時(shí)間,振蕩恢復(fù)操作需要進(jìn)行多輪功率調(diào)整操作,每一輪操作之前通過式(17)中的Yad_totol_max判斷:若滿足,則結(jié)束功率調(diào)整操作并轉(zhuǎn)為單機(jī)功率調(diào)整操作;若不滿足,則切除所有鏈路中投運(yùn)的首端機(jī)組,進(jìn)行下一輪判斷,直至hwg<α。適用于鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)的直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)振蕩恢復(fù)策略流程如圖7所示。

圖7 直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)振蕩恢復(fù)策略流程

3.3 仿真驗(yàn)證

在MATLAB/Simulink中驗(yàn)證本文所提策略的有效性,算例中振蕩切除閾值設(shè)為α=0.95。

初始時(shí)刻,風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)各PMSG的初始出力均為1 MW,每條鏈路中投運(yùn)的機(jī)組數(shù)分別為5臺(tái)、4臺(tái)、3臺(tái),并網(wǎng)系統(tǒng)對(duì)應(yīng)的短路比為6,系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。t=2 s時(shí),由于風(fēng)速波動(dòng)與電網(wǎng)運(yùn)行方式變化,短路比減小到2.56,系統(tǒng)發(fā)生S/SSO。直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)與交流電網(wǎng)導(dǎo)納幅值特性曲線在47.5 Hz處存在交點(diǎn),相位相差180°,即系統(tǒng)滿足振蕩發(fā)生條件。此時(shí),根據(jù)式(11)計(jì)算得到擾動(dòng)頻率下風(fēng)電場(chǎng)各個(gè)鏈路的導(dǎo)納外特性幅值,鏈路1為-22.42 dB,鏈路2為-24.35 dB,鏈路3為-26.84 dB。鏈路1的對(duì)外總導(dǎo)納特性最小,應(yīng)將該鏈路的首端機(jī)組作為功率調(diào)整對(duì)象。

將PMSG11#的出力水平由3 MW降低至1 MW后,風(fēng)電場(chǎng)導(dǎo)納的振蕩頻率幅值為-23.98 dB,導(dǎo)納穩(wěn)定指標(biāo)hwg=0.947,滿足振蕩穩(wěn)定條件。功率調(diào)整前后的風(fēng)電場(chǎng)功率頻譜分析如圖8所示。

圖8 風(fēng)電場(chǎng)功率頻譜分析

由圖8可以看出,PMSG11#的功率調(diào)整后,振蕩消除。因此,相比風(fēng)電場(chǎng)切除的振蕩恢復(fù)方法,采用本文提出的功率調(diào)整控制策略后,系統(tǒng)振蕩滿足電力系統(tǒng)穩(wěn)定要求,且調(diào)整后風(fēng)電場(chǎng)出力為調(diào)整前的91.4%,大大減少了振蕩恢復(fù)過程中的有功電源損失。

4 結(jié) 論

(1) 在次/超同步頻段內(nèi),PMSG導(dǎo)納特性呈現(xiàn)為“負(fù)電阻容性”頻段,使得直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)存在發(fā)生S/SSO的風(fēng)險(xiǎn)。對(duì)于鏈?zhǔn)浇Y(jié)構(gòu)的直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng),發(fā)生S/SSO的必要條件之一為直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)與交流系統(tǒng)的幅值特性相等。調(diào)整PMSG出力或切除相應(yīng)的風(fēng)電機(jī)組,有助于直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)的S/SSO恢復(fù)。

(2) 相比常規(guī)的基于風(fēng)電場(chǎng)切除的S/SSO恢復(fù)方法,本文提出的基于PMSG功率調(diào)整的直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)S/SSO恢復(fù)策略,有助于快速消除S/SSO,并在振蕩恢復(fù)過程中減少電網(wǎng)中的有功電源損失。