“風火打捆”孤島特高壓直流送端電壓和頻率控制

張愛玲，李少華，張崇見，李生福，郝正航，，陳卓（.許繼電氣股份有限公司，許昌46000；.許繼集團有限公司，許昌46000；.貴州大學電氣工程學院，貴陽55005）

“風火打捆”孤島特高壓直流送端電壓和頻率控制

張愛玲1，李少華1，張崇見2，李生福3，郝正航2，3，陳卓3
（1.許繼電氣股份有限公司，許昌461000；2.許繼集團有限公司，許昌461000；3.貴州大學電氣工程學院，貴陽550025）

為了解決“風火打捆”孤島特高壓直流輸送系統的電壓和頻率穩定性問題，從雙饋型風電機組的運行特性出發，提出了一種針對特高壓直流系統的孤島附加控制策略。該附加控制策略通過系統頻率的變化改變特高壓直流系統的功率或電流指令，實現系統功率的平衡，提高系統的電壓和頻率穩定性。最后采用實時數字仿真器RTDS（realtime digitalsimulator）對該系統電壓和頻率穩定性及所提出的孤島附加控制策略進行了實驗論證。仿真結果表明，該附加控制策略可以明顯增強“風火打捆”電源與特高壓直流輸電系統配合時的整體穩定性。

風火打捆；特高壓直流輸電；孤島系統；附加控制；實時數字仿真器

為實現低碳環保、可持續發展的能源戰略，近幾年來我國大力發展可再生能源[1-3]。風力發電是最成熟、最具規模化開發條件的可再生能源利用技術之一。我國西北部地區風能資源豐富，如哈密地區風能資源可開發量達到6 500萬kW，酒泉地區風能資源可開發量為4 000萬kW，都是規劃中的千萬kW級風電基地。西北風電開發將采用“大規模集中接入、遠距離輸送、大范圍消納”的模式。

直流輸電作為成熟、可靠的技術是承擔遠距離、大容量、低損耗輸電的主要手段[4-5]。作為負荷中心的中東部地區，與風電基地之間的距離超過2 000 km。哈密至鄭州特高壓直流輸電工程（下稱“哈鄭直流”）承擔了哈密風電的遠距離輸送，哈鄭直流的送端是哈密地區的“風火打捆”電源基地，這種電源形式的特高壓直流輸電在全球絕無僅有[6-8]。甘肅和內蒙等風電密集地區也同樣存在特高壓直流外送的技術需求[9]。在這種運行方式下，如果送端風電場、火電廠與換流母線單獨組網運行，形成“孤島”[10-12]，則由于雙饋風機DFIG（doubly-fed induction generator）的運行特性，當孤島系統受擾動時，特高壓直流輸電系統常規的定功率或定電流控制方式引起的系統功率持續不平衡，將導致孤島系統整體穩定性降低。

送端為“風火打捆”電源的特高壓直流結構模式在全球沒有實施先例，其運行存在較多問題和技術困難。文獻[13-14]研究了“風火打捆”輸電可行性，但其研究僅局限于系統經濟運行方面，尚缺乏系統穩定性分析與控制方面的研究，未來應用于風電的特高壓直流輸電工程缺乏理論準備。本文針對“風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統，從雙饋型風電機組的運行特性出發，詳細分析了直流送端存在的電壓和頻率穩定性問題，針對該問題，利用直流輸電系統快速、靈活的控制特點，提出以特高壓直流系統為控制對象的孤島附加控制策略，提高“風火打捆”孤島系統的安全穩定性。并通過實時數字仿真器[15]RTDS（realtime digital simulator）進行了驗證。

1 雙饋式風電機組的數學模型

大規模集中接入、遠距離輸送以及風電電源本身的出力、控制特性等決定了風電并網會對電網運行產生較大影響，且具有不同于常規電源的特殊性，對于“風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統而言，風電機組的運行特性對系統的影響不可忽略。

1.1 風力機捕獲功率特性

風力機作為風電發電的原動機，其捕獲的風能與風速大小的三次方成比例，同時還與其葉片的轉速及結構參數有關。正常運行時，其機械輸出功率（捕獲的風功率）PM為

式中：ρ為空氣密度；A為風輪掃風面積，Cp為風能轉換系數；λ和β分別為葉尖速比和漿距角；v為風速。當Cp取固定值時，風機輸出的機械功率與風速的三次方成正比，即對于給定風機，其機械功率僅由風速決定。

1.2 機械傳動部分模型

風力發電系統的機械傳動部分不是剛性結構，通常由風力機、低速傳動軸、齒輪箱、高速傳動軸和發電機5部分組成，因此風能轉矩從葉片傳送到發電機轉子上的過程與火力發電中汽輪機的中間再熱過程相似，具有一定的時滯效應。目前關于軸系模型的研究很多，本文為了簡化計算將機械傳動部分等效成一個集中質量塊，采用一階慣性環節來表示，即

式中：Pm和PT分別為發電機轉子軸上的機械功率和其輸出的電磁功率；Td為機械傳動部分的慣性時間常數。

1.3 雙饋風機DFIG的數學模型

在dq坐標系下，選取定子磁鏈（ψd，s，ψq，s）和轉子電流（id，r，iq，r）為狀態變量時，狀態方程表達式[16]為

rsrm感和互感；L″=；rs、rr分別為定、轉子電阻；ω1和ω2分別為同步轉速和轉差；ud，r和uq，r分別為勵磁電壓縱、橫軸分量；uq，s為定子電壓；p為微分算子。

根據磁鏈方程，將轉子電流替換為定、轉子磁鏈表達，且認為定子磁鏈近似恒定而忽略其微分項，則由式（3）可推出

式中：L2=-LsLr；、分別為引入前饋補償后新的控制量[17-18]。

2 雙饋風機DFIG的“機電解耦特性”

“機電解耦特性”是風電場區別于常規電站的主要特性，對風電場接入直流輸電送端是不利的。

從式（4）可以看出，勵磁繞組的d軸磁鏈ψd，r可由ud，r*獨立控制，q軸磁鏈ψq，r可由uq，r*獨立控制，所以勵磁繞組總磁鏈的方向僅僅決定于控制量ud，r*和uq，r*，而與轉子位置沒有關系，這便是“機電解耦”的實質。因此，采用了矢量控制的DFIG，發電機內電勢相位不再由轉子位置決定，即機械量和電氣量之間是解耦的。這一特性是DFIG與同步發電機最本質的區別。

所謂“機電解耦”，是指發電機的轉子轉速與內電勢旋轉速度無關。通過對比常規同步發電機的“機電耦合”特性，可以準確理解風機的“機電解耦”。對于常規同步發電機，由于直流勵磁磁勢始終與轉軸保持靜止，當轉速變化時，磁勢轉速相應變化，而內電勢Eq與磁勢的空間關系是固定不變的，故Eq的旋轉速度也相應變化。對于風機，由于采用變頻交流勵磁，勵磁磁勢方向與轉軸之間沒有聯系，風機轉速變化和內電勢轉速變化也沒有聯系。這一特性一方面導致了風機不能像同步機一樣保持轉子轉速與電網頻率的一致性；另一方面導致風機的機械慣性不能作用于電網的頻率調節。

3 “風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統

圖1為“風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統示意。

圖1“風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統Fig.1 Wind-thermal-bundled island model transmitted by UHVDC system

圖1 系統中送端由大規模雙饋風電場和常規火電廠按一定比例捆綁構成，由特高壓直流輸電系統與遠端的大電網連接，實現風電的消納及遠距離電力輸送。

3.1 “風火打捆”系統送端電壓穩定性

根據第1.3節，勵磁繞組的d軸磁鏈ψd，r可由ud，r*獨立控制，q軸磁鏈ψq，r可由uq，r*獨立控制，各臺風機實際運行于P-Q（有功和無功）控制模式下，即風機對電網來說只是一個功率注入源。因此，在提供短路電流的問題上，風機和常規電站差別很大。由于風機變頻器過載能力限制和風機獨特的控制系統，使得風機提供的短路電流極為有限，僅為額定電流的1.5倍。因此，當風電場接入電網時，常規短路容量計算方法已不再適用。利用常規短路容量計算方法時，將發電廠看作1個電勢和1個內抗的串聯支路，某節點的短路容量由該節點的戴維南內抗決定。由于風電場并不存在類似于常規電站的暫態電勢和次暫態電勢，不能將風電場看作電勢和電抗的串聯支路，風電場接入條件下的各個節點的短路容量都不能按照傳統方法計算。因此，含大規模風電場的電網與常規電網比較，各節點的短路容量顯著減小，當系統受到擾動時，母線短路容量過小會導致嚴重的電壓波動。

影響電壓穩定性的最關鍵因素是節點短路容量，在相同擾動作用下，短路容量越大的節點，其電壓波動越小，反之亦然。對于“風火打捆”孤島系統，由于風電場提供的短路電流較小，系統的短路容量遠遠小于相同容量的“純火電”（直流送端僅由常規火電廠構成）系統。因此，“風火打捆”系統的電壓穩定性問題也將比較突出。

3.2 “風火打捆”系統送端頻率穩定性

通過關于雙饋風機的“機電解耦特性”的分析，風機的機械慣性不能體現于內電勢的電磁慣性。即風機內電勢轉速因失去慣性而容易突然變化，當系統受到擾動時，將會進一步導致風電場節點頻率容易波動。

對于一般電力系統而言，其系統頻率是由同步發電機的轉速決定。當“風火打捆”系統受擾后，其直流送端系統頻率必然發生變化，由于雙饋風機的“機電解耦特性”，風電場對電網不提供機械慣性，“風火打捆”系統的機械慣性僅由火電機組提供，造成直流送端系統等效機械慣量減小，容易出現系統頻率波動。

同時，“風火打捆”系統的中長期頻率穩定性決定于雙饋風電場和常規火電廠的一次和二次調頻能力。由于風電場不具備調頻能力，全部調頻負擔僅由火電廠承擔，這實質上造成“風火打捆”系統調頻能力下降。

4 “風火打捆”孤島附加控制策略

為了解決電壓和頻率穩定性問題，本文利用特高壓直流輸電系統高度可控的特性，提出一種“風火打捆”孤島附加控制策略，如圖2所示，其中，f0為額定頻率，fAC為直流送端反饋頻率。

直流系統送端在擾動情況下的系統功率不平衡是導致系統穩定運行破壞的根本原因。因此，消除或減小“風火打捆”電源輸出功率與直流系統輸送功率間的不平衡是一種可能的解決辦法。對于“風火打捆”孤島直流輸送系統，直流送端系統的頻率變化可反映系統功率平衡的狀況，例如系統功率過剩會導致頻率上升，功率不足時會引起頻率下降。

該控制策略引入直流系統送端頻率反饋量，并根據頻率的變化調節直流系統的功率指令，從而消除或減小“風火打捆”電源輸出功率與直流系統輸送功率間的不平衡，以達到穩定系統運行的目的。

圖2 “風火打捆”孤島附加控制Fig.2 Additionalcontrolofwind-thermal-bundled island transmission system

4.1 對系統送端電壓波動的抑制作用

由于“風火打捆”系統的短路容量遠遠小于相同容量的“純火電”系統（“純火電”系統短路電流為額定電流的8～10倍），當孤島系統受到相同的擾動時，其直流送端系統會出現嚴重的電壓波動，破壞整個系統的穩定運行。采用附加控制后，改變直流系統輸送功率，同時也改變了整流側的無功需求量，使整流側無功補償裝置的無功余量作用于送端母線上，抑制送端母線電壓的波動幅度。

4.2 對系統送端頻率波動的抑制作用

采用附加控制后，引入直流系統送端頻率反饋量，根據系統頻率的增大或減小來升高或降低直流系統的輸送功率，從而消除或減小“風火打捆”電源輸出功率與直流系統輸送功率間的不平衡，達到抑制直流送端頻率的目的。

5 基于RTDS的仿真實驗

為了驗證上述分析，基于RTDS建立的仿真系統如圖3所示。該系統包括大規模雙饋風電場、常規火電廠、特高壓直流輸電系統及遠端大電網。

圖3中，風電機組模型搭建5臺等值雙饋風機模擬風電場群，其中，每臺等值風機定子電阻rs= 0.004 6 p.u.，定子漏抗xs=0.102 0 p.u.，轉子電阻rr= 0.006 0 p.u.，轉子漏抗xr=0.085 9 p.u.；4臺同步發電機組模擬常規火電廠，每臺同步發電機組采用同步發電機模型、勵磁系統和調速系統模型模擬，其中，每臺同步發電機定子電阻Rs=0.002 0 p.u.，定子漏抗Xs=0.233 0 p.u.，d軸不飽和電抗Xd= 1.713 0 p.u.，q軸不飽和電抗Xq=1.642 0 p.u.，轉動慣量系數H=4 s。

風電場風速初始值為11 m/s，輸出的有功功率為0.23 p.u.（以“風火打捆”電源總容量為基值），常規火電廠的有功出力為0.60 p.u.，送端母線B3的額定電壓為1.0 p.u.，特高壓直流系統為恒功率控制，輸送功率為0.6 p.u.，線路等效為∏型有損耗線路。結合實驗和風機的特性，設置典型故障。本文以本地負荷因故障突然減少0.20 p.u.有功功率為例，分析“風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統直流送端電壓和頻率的穩定性。

為了說明“風火打捆”孤島模式存在的問題，在圖3所示系統的基礎上，再搭建一個與之對比的參考系統，如圖4所示。參考系統中的B3接入的風電場替換為一座等容量的常規火電廠1，其他參數不變，為表述方便，下文稱圖3系統為“風火打捆”系統，圖4系統為“純火電”系統。

圖3 “風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統Fig.3 Simulation modelofwind-thermal-bundled power island transmitted by UHVDC system

圖4 “純火電”孤島模式的特高壓直流輸送系統模型Fig.4 Simulation modelof mere thermalpower island transmitted by UHVDC system

正常情況下，“風火打捆”系統送端母線B3電壓和頻率均運行在額定值，當系統本地負荷因故障突然減少0.20 p.u.有功功率時，“風火打捆”系統與“純火電”系統的運行狀況對比如圖5～圖7所示。

圖5（a）中，故障發生后，“風火打捆”系統直流送端母線B3的三相電壓波動幅度達到1.2 p.u.，超出正常值范圍，此時可能會導致風機的高壓穿越失敗，造成風機的連鎖脫網事故；圖5（b）中，“純火電”系統直流送端母線B3的電壓波動幅度僅達到1.1 p.u.，由此可見。相同故障下，“風火打捆”系統抑制電壓波動的能力比“純火電”系統弱。

圖6（a）中，故障發生后，“風火打捆”系統送端頻率波動幅度達到1.06 p.u.；圖6（b）中，“純火電”系統送端頻率波動幅度僅達到1.025 p.u.。可見，相同故障下，“風火打捆”系統抑制頻率波動的能力比“純火電”系統弱。

由于特高壓直流系統保持恒功率輸送，故障發生后，系統送端出現過剩功率，導致系統出現功率不平衡，對于“風火打捆”系統送端母線B3電壓，由于風機提供的短路電流極為有限且風電場不具備調壓功能，送端“風火打捆”電源抑制電壓波動的能力較低。對于送端頻率，因為風機的“機電解耦”特性，“風火打捆”電源對系統的機械慣性僅由火電機組提供，造成送端系統等效機械慣量減小，而且風電場不具備調頻能力，風速不變，風電場出力基本不變，此時系統的過剩功率調節由常規火電廠全部承擔，如圖7（a）所示。而“純火電”系統中的過剩功率由2個常規火電廠共同承擔，如圖7（b）所示。從而導致了系統送端頻率波動幅度較大。

在相同故障下，通過對比實驗得出：“風火打捆”系統抑制電壓波動和頻率波動的能力比“純火電”系統弱。

圖5 故障后系統送端母線B3電壓Fig.5 Post-faultvoltages of B3atsending end

圖6 故障后系統送端頻率Fig.6 Post-faultfrequency atsending end

圖7 故障后系統送端電源的出力Fig.7 Post-faultpower outputatsending end

6 “風火打捆”系統的附加控制實驗

針對“風火打捆”系統的電壓和頻率穩定性問題，對系統加入附加控制，控制直流輸送功率，控制原理如圖2所示。對系統做相同的擾動實驗，即本地負荷因故障突然減少0.20 p.u.有功功率，實驗結果如圖8～圖10所示。

故障發生后，直流送端出現過剩功率，圖8（a）中，未加附加控制時直流送端母線B3電壓波動幅度達到1.2 p.u.；采用附加控制后，直流系統輸送功率增大，如圖10（b）所示，此時直流送端母線B3電壓波動幅度僅達到1.1 p.u.，如圖8（b）所示。這是由于直流系統輸送功率增大的同時，增加了整流側的無功需求量，整流器吸收送端母線B3上的無功功率，并在與常規火電廠調壓功能的共同作用下，有效地抑制了送端母線電壓的波動幅度。

對送端頻率而言，未加附加控制時直流送端頻率波動幅度達到1.06 p.u.，如圖9（a）所示，圖9（b）中，采用附加控制后，直流送端頻率波動幅度僅達到1.02 p.u.。這是由于直流系統輸送功率增大，快速減小了送端電源總功率與直流輸送功率間的不平衡，并在與常規火電廠調頻功能的共同作用下，有效地抑制了送端頻率的波動幅度。

圖8 “風火打捆”系統送端母線B3電壓Fig.8 Voltage of B3atsending end of wind-thermalbundled system

圖9 “風火打捆”系統送端頻率Fig.9 Frequency atsending end of windthermal-bundled system

圖10 “風火打捆”系統特高壓直流輸送功率Fig.10 UHVDC transmission power of wind-thermal-bundled system

7 結論

由于風機的“機電解耦特性”和電流源（或功率源）特性，與“純火電”系統相比較，“風火打捆”系統有以下特點：

（1）由于風機本身僅有電流源特性，沒有調壓功能，且提供的短路電流極為有限。在相同擾動下，“風火打捆”系統抑制電壓波動的能力比“純火電”系統弱；

（2）由于風機的“機電解耦特性”，風機對電網不提供機械慣性。在相同擾動下，“風火打捆”系統抑制頻率波動能力比“純火電”系統弱。

以上特點導致了“風火打捆”孤島系統送端電壓和頻率的穩定性較差，本文根據特高壓直流系統快速可控的特性，提出了孤島系統的附加控制策略。實驗證明，該附加控制策略對“風火打捆”孤島系統送端電壓和頻率波動具有明顯的抑制作用，提高了“風火打捆”孤島模式的特高壓直流輸送系統運行的穩定性。

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Voltage and Frequency Controlof Wind-thermal-bundled Island Transmission by UHVDC System

HANGAiling1，LIShaohua1，ZHANGChongjian2，LIShengfu3，HAOZhenghang2，3，CHENZhuo3

（1.XujiElectric Corporation，Xuchang 461000，China；2.XujiGroup Corporation，Xuchang 461000，China；3.SchoolofElectricalEngineering，Guizhou University，Guiyang 550025，China）

To solve the stability problems ofvoltage and frequency ofwind-thermal-bundled island modeltransmitted by UHVDC system，considering with the operating characteristic ofdoubly-fed wind turbine generators，an island additionalcontrolstrategy is proposed to the UHVDC system，which changes the power or currentorder according to the variation ofsystem frequency，thus the powerbalance ofthe grid can be implemented to improve the stability ofvoltage and frequency.Via real-time digitalsimulator（RTDS），the stability problems ofvoltage and frequency are demonstrated and the proposed controlstrategy is verified.Simulation results indicate thatthe proposed additionalcontrolstrategy can evidently enhance the globalstability when the wind-thermal-bundled poweris transmitted with UHVDC system.

wind-thermal-bundled；UHVDC transmission；islanded system；additionalcontrol；realtime digitalsimulator

TM614；TM46；TM743

A

1003-8930（2015）03-0029-07

10.3969/j.issn.1003-8930.2015.03.06

張愛玲（1968—），女，本科，教授級高工，研究方向為特高壓直流輸電系統保護與控制。Email：ailingzh@xjgc.sgcc.com.cn李少華（1982—），男，博士研究生，工程師，研究方向為電力

系統保護與控制、特高壓直流輸電等。Email：lishaohua@ xjgc.sgcc.com.cn

張崇見（1968—），男，博士，高級工程師，研究方向為智能調度系統、配電網規劃、新能源與電動汽車、智慧城市等。E－mail：zcj2000@263.net

郝正航（1972—），男，通信作者，博士，教授，研究方向為電力系統穩定分析與控制、智能電網、風力發電等。Email：haozhenghang@163.com

2014-01-23；

2014-08-14

許繼電氣股份有限公司資助項目；國家自然科學基金項目（51267003）；貴州省社發科技攻關項目（黔科合SY字[2011]3081）；中國博士后科學基金項目（2013M531678）