風(fēng)火打捆外送中直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響分析

王琴南, 侯明哲

(1.黑龍江科技大學(xué) 電氣與控制工程學(xué)院，哈爾濱 150022； 2. 深圳供電局有限公司，深圳 518000)

風(fēng)火打捆外送中直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響分析

王琴南1, 侯明哲2

(1.黑龍江科技大學(xué) 電氣與控制工程學(xué)院，哈爾濱 150022； 2. 深圳供電局有限公司，深圳 518000)

一些地區(qū)直驅(qū)風(fēng)機(jī)風(fēng)電場(chǎng)的高壓側(cè)出現(xiàn)持續(xù)的次同步振蕩現(xiàn)象，引起臨近火電機(jī)組的扭振保護(hù)動(dòng)作，導(dǎo)致解裂事故的發(fā)生。為了對(duì)這種問(wèn)題進(jìn)行深入研究，本文建立了直驅(qū)風(fēng)機(jī)風(fēng)電場(chǎng)和火電機(jī)組打捆外送的等值模型。利用電磁暫態(tài)仿真研究直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組對(duì)高壓側(cè)火電機(jī)組的影響，通過(guò)改變直驅(qū)風(fēng)機(jī)的兩個(gè)重要影響因子(風(fēng)速和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù))，觀察其對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響。研究結(jié)果表明，風(fēng)火打捆外送中直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的風(fēng)速和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)對(duì)高壓側(cè)火電機(jī)組次同步振蕩現(xiàn)象有影響，主要體現(xiàn)在風(fēng)速較大和較小，且風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)較多時(shí)，火電機(jī)組次同步振蕩時(shí)的電壓和相關(guān)轉(zhuǎn)矩發(fā)生了顯著變化。

風(fēng)火打捆；直驅(qū)風(fēng)機(jī)；火電機(jī)組；次同步振蕩；影響；風(fēng)速；風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)

隨著風(fēng)電技術(shù)的迅猛發(fā)展，鼠籠式異步風(fēng)力發(fā)電機(jī)、雙饋異步風(fēng)力發(fā)電機(jī)、直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)相繼出現(xiàn)，使得人們能夠更方便和高效地合理利用風(fēng)能[1]。其中直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組，憑借其獨(dú)特的優(yōu)勢(shì)，成為了未來(lái)風(fēng)電發(fā)展的新趨勢(shì)。自1970年Mohave地區(qū)的火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩(subsynchronous oscillation ,SSO)以來(lái)，世界上許多地區(qū)的火電機(jī)組和風(fēng)電機(jī)組相繼發(fā)生了多起事故[2]。直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組由于其本身獨(dú)特的結(jié)構(gòu)不易發(fā)生次同步振蕩，但是可能會(huì)對(duì)風(fēng)火打捆中高壓側(cè)的火電機(jī)組產(chǎn)生一定的影響。因此有必要深入研究風(fēng)火打捆外送中直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的具體影響。

由于我國(guó)一次能源和負(fù)荷中心呈逆向分布，西北地區(qū)過(guò)多的風(fēng)能無(wú)法就地利用，而中國(guó)中東部地區(qū)卻對(duì)電能的需求很大?？紤]到當(dāng)?shù)仫L(fēng)電場(chǎng)棄風(fēng)因素的影響，如果直接將風(fēng)機(jī)發(fā)出的電能進(jìn)行遠(yuǎn)距離輸送，會(huì)造成輸電通道的浪費(fèi)。所以我國(guó)在西北地區(qū)采取風(fēng)火打捆外送，這在一定程度上解決了以上問(wèn)題，但是系統(tǒng)遭受大擾動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)提高了，存在不少安全問(wèn)題。

大型風(fēng)電場(chǎng)一般包括幾百上千臺(tái)風(fēng)機(jī)，由文獻(xiàn)[3]可知傳統(tǒng)的分法一般把風(fēng)機(jī)分為4種類型：1型鼠籠式異步風(fēng)力發(fā)電機(jī)，2型繞線式感應(yīng)風(fēng)力發(fā)電機(jī)，3型雙饋異步風(fēng)力發(fā)電機(jī)，4型直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)。4型直驅(qū)永磁風(fēng)電機(jī)組不僅結(jié)構(gòu)上不存在齒輪箱,而且其定子側(cè)和外部電網(wǎng)不發(fā)生直接耦合，而是通過(guò)換流器與電網(wǎng)直接連接，因此不易發(fā)生扭振，軸系剛度也比其他幾型的風(fēng)電機(jī)組要好。

目前，國(guó)內(nèi)外關(guān)于風(fēng)機(jī)次同步諧振問(wèn)題的研究已經(jīng)取得了不少成果。由文獻(xiàn)[4]可知，IEEE工作組把次同步諧振定義為次電力系統(tǒng)的一種不正常的運(yùn)行狀態(tài)，在這種運(yùn)行狀態(tài)下，電氣系統(tǒng)和汽輪發(fā)電機(jī)組以低于系統(tǒng)同步頻率顯著交換能量，從而危害汽輪發(fā)電機(jī)的動(dòng)態(tài)過(guò)程。文獻(xiàn)[5]指出，定速風(fēng)電機(jī)組采用串補(bǔ)線路外送電能時(shí)會(huì)發(fā)生SSO問(wèn)題，初步探討了SSO的產(chǎn)生機(jī)理，并利用時(shí)域仿真法分析了其影響因素，得到了線路串補(bǔ)度越高、風(fēng)機(jī)出力越大，次同步振蕩會(huì)發(fā)散越嚴(yán)重的相關(guān)結(jié)論。文獻(xiàn)[6-7]研究了風(fēng)火打捆外送中的次同步振蕩，但是局限于雙饋風(fēng)機(jī)，沒(méi)有考慮直驅(qū)永磁風(fēng)機(jī)也可能引起的火電機(jī)組次同步振蕩。文獻(xiàn)[8]雖然以直驅(qū)風(fēng)機(jī)和火電機(jī)組為基礎(chǔ)建模，研究直驅(qū)風(fēng)機(jī)風(fēng)電場(chǎng)和交流電網(wǎng)相互作用引發(fā)次同步振蕩，但是沒(méi)有深入探討直驅(qū)風(fēng)機(jī)和火電機(jī)組之間的相互作用。可見(jiàn)現(xiàn)有的文獻(xiàn)主要集中于雙饋機(jī)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的次同步振蕩研究，或者僅僅著眼于發(fā)電機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)，鮮有文獻(xiàn)考慮直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組對(duì)火電機(jī)組的影響，而2015年7月，新疆伊犁地區(qū)直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組和火電機(jī)組打捆外送中，出現(xiàn)了持續(xù)的功率振蕩現(xiàn)象，并導(dǎo)致了火電機(jī)組解裂。

在這種背景下，本文以風(fēng)火打捆外送中直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組和火電機(jī)組為對(duì)象，重點(diǎn)分析直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響，建立直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組和火電機(jī)組并聯(lián)到無(wú)窮大電網(wǎng)的建模，從仿真結(jié)果分析比較風(fēng)速和并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的具體影響。

1 風(fēng)火打捆系統(tǒng)建模

1.1 風(fēng)火打捆建模的主要思想

風(fēng)輪葉片將風(fēng)能轉(zhuǎn)換為機(jī)械能，此時(shí)相關(guān)的空氣動(dòng)力學(xué)方程為

(1)

式中：R為風(fēng)電機(jī)組葉輪的半徑；ρ為空氣密度；vw為風(fēng)速；Cp為風(fēng)能利用系數(shù)；λ為葉尖速比；β為槳距角。

由式(1)可知風(fēng)電機(jī)組的機(jī)械轉(zhuǎn)矩和風(fēng)速有關(guān)，并且隨著風(fēng)速增加，機(jī)械轉(zhuǎn)矩增加。同時(shí)由式(2)可知,當(dāng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)N增加時(shí),總的轉(zhuǎn)矩也增大了。同步發(fā)電機(jī)軸系運(yùn)動(dòng)方程可以表示為

(2)

Tp2Δδ+kΔδ=ΔT

(3)

其中Δδ=[ΔδHPΔδIPΔδLPAΔδLPBΔδGENΔδEXE]T為對(duì)應(yīng)圖1中的轉(zhuǎn)子角度。

圖1火電機(jī)組軸系6質(zhì)量塊模型

Fig.16massmodelofshaftingofthermalpowerunit

由文獻(xiàn)[9]可知負(fù)阻尼轉(zhuǎn)矩ΔTD由式(3)中的變量Δδ約束，并且ΔTD能對(duì)電氣負(fù)阻尼產(chǎn)生影響，并且同步轉(zhuǎn)矩和負(fù)阻尼轉(zhuǎn)矩ΔTD共同作用于軸系振蕩頻率，最終影響系統(tǒng)的次同步振蕩。本文的思想是將直驅(qū)風(fēng)機(jī)和火電機(jī)組看成一個(gè)關(guān)聯(lián)的整體，基于文獻(xiàn)[9]中提出的次同步諧振的局部傳播機(jī)理，同時(shí)也考慮到直驅(qū)風(fēng)機(jī)和火電機(jī)組都由同步電機(jī)構(gòu)成，提出風(fēng)速和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)的變化會(huì)影響直驅(qū)風(fēng)機(jī)風(fēng)場(chǎng)中同步電機(jī)的轉(zhuǎn)矩。由于軸系作用的轉(zhuǎn)遞性，風(fēng)速和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)通過(guò)影響Δδ，負(fù)阻尼轉(zhuǎn)矩ΔTD和電氣負(fù)阻尼，最后對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩產(chǎn)生影響。

1.2 直驅(qū)風(fēng)電場(chǎng)建模

風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)后一般利用柔性交流輸電技術(shù)(FACTS)和高壓直流輸電技術(shù)(HVDC)輸向一些重負(fù)荷地區(qū)。本文為了方便研究問(wèn)題采用如圖2所示的直驅(qū)風(fēng)機(jī)模型。風(fēng)機(jī)是恒定風(fēng)速風(fēng)機(jī)。風(fēng)速和額定轉(zhuǎn)速通過(guò)風(fēng)機(jī)輸出機(jī)械轉(zhuǎn)矩信號(hào)進(jìn)入同步電機(jī),然后同步電機(jī)將機(jī)械能轉(zhuǎn)換為電能，之后通過(guò)圖3直流/交流/直流(AC/DC/AC)變換器，將不穩(wěn)定的電能轉(zhuǎn)換為穩(wěn)定的電能。變換器的建模采用現(xiàn)在主流的兩個(gè)背靠背的PWM6脈沖電壓源型全功率變換器。這種變換器能減少輸出電壓和發(fā)電機(jī)線圈電流中的諧波分量，提高電壓源變流器的效率。

圖2 直驅(qū)風(fēng)機(jī)原理圖

圖3 PW換流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

1.3 風(fēng)火打捆建模

圖4 風(fēng)火打捆外送原理圖

圖4所示為風(fēng)火打捆外送的原理圖，把N臺(tái)型號(hào)完全相同的容量為5.5 MW，額定電壓為0.69 kV的直驅(qū)風(fēng)機(jī)并聯(lián)到一根母線上，并使它們的運(yùn)行狀態(tài)和相關(guān)參數(shù)保持一致。然后利用升壓變壓器(0.69 kV/33 kV)，把電壓升高到33 kV。系統(tǒng)連接電抗采用線路電抗r+jx表示,在高壓側(cè)基于IEEE次同步振蕩的第一基準(zhǔn)模型并聯(lián)一個(gè)火電機(jī)組。該火電機(jī)組額定電壓為15 kV，額定電流為19.8 kA，總?cè)萘繛?92 MW,經(jīng)過(guò)變壓器,流過(guò)電阻為6.08 Ω,電感為432.3 mH的線路,然后經(jīng)過(guò)16.6 μF的串聯(lián)電容補(bǔ)償,變壓到33 kV，最后和直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組一同接入無(wú)窮大電網(wǎng)。

2 直驅(qū)風(fēng)機(jī)對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響分析

2.1 研究方法

采用電力系統(tǒng)仿真軟件PSCAD/EMTDC進(jìn)行電磁暫態(tài)仿真，建立圖3所示的模型。由上文分析可知風(fēng)速和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)通過(guò)影響機(jī)械轉(zhuǎn)矩來(lái)影響直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行，并且可能影響火電機(jī)組的次同步振蕩。因此本文選擇以上兩個(gè)重要參數(shù)，研究他們對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響。

2.2 風(fēng)速對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響

首先選擇風(fēng)速11.3 m/s，并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)10臺(tái)作為參考，取IEEE第一基準(zhǔn)模型中4個(gè)重要參數(shù):火電機(jī)組的電容電壓、電氣負(fù)轉(zhuǎn)矩和兩對(duì)質(zhì)量塊之間的轉(zhuǎn)矩(TG-E和TLA-LB)為觀測(cè)量。通過(guò)暫態(tài)仿真可以得到圖5波形。

為了方便觀測(cè)，加大風(fēng)速，使風(fēng)速增加到極端條件下的50 m/s，其他條件不變，此時(shí)波形變?yōu)閳D6。從圖6和圖5的差別可以看出，當(dāng)風(fēng)速增加到50 m/s時(shí)，火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩的時(shí)間提前了，同時(shí)電氣負(fù)轉(zhuǎn)矩和質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩TLA-LB也發(fā)生了變化。

最后減少風(fēng)速，使風(fēng)速減小到 1m/s，其他條件不變，此時(shí)波形為圖7。從圖7和圖5的差別中可以看出，當(dāng)風(fēng)速減少到1 m/s時(shí)，火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩的時(shí)間沒(méi)有提前，三相電容電壓和電氣負(fù)轉(zhuǎn)矩沒(méi)有顯著變化。質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩TLA-LB和質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩TG-E發(fā)生了一些細(xì)微變化。

2.3 并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩的影響

保持基準(zhǔn)風(fēng)速11.3 m/s不變，僅改變并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)為80臺(tái)，此時(shí)波形為圖8。從圖8和圖5的差別中可以看出，當(dāng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)增加到80臺(tái)時(shí)，火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩的時(shí)間也略有提前，同時(shí)電氣負(fù)轉(zhuǎn)矩和質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩TG-E有了明顯變化。

圖5 參考量下的次同步振蕩波形

圖6 改變風(fēng)速為50m/s時(shí)的次同步振蕩波形

圖7 改變風(fēng)速為1m/s時(shí)的次同步振蕩波形

圖8 改變并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)為80臺(tái)時(shí)次同步振蕩波形

圖9 改變并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)為100臺(tái)時(shí)的次同步振蕩波形

然后保持風(fēng)速11.3 m/s不變，僅改變并網(wǎng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)為100，此時(shí)波形圖如圖9所示。從圖9和圖5、圖8差別可看出，當(dāng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)增加到100臺(tái)時(shí)，火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩時(shí)間隨風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)增加而提前，質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩TLA-LB和TG-E也有明顯變化。

3 結(jié) 論

1) 火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩的時(shí)間隨著風(fēng)速的增加和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)的增加而提前，質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩也隨著風(fēng)速的變化和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)增加而發(fā)生改變。

2) 當(dāng)風(fēng)速逐漸減少到1 m/s時(shí)，火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩的時(shí)間沒(méi)有提前；而當(dāng)風(fēng)速逐漸增加到50 m/s時(shí)，火電機(jī)組發(fā)生次同步振蕩的時(shí)間提前了；風(fēng)速?gòu)? m/s逐漸增加到50 m/s，次同步振蕩發(fā)生的時(shí)間從開(kāi)始沒(méi)有明顯變化到后來(lái)隨著風(fēng)速的增加而提前；和次同步振蕩有密切關(guān)系的質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩量也發(fā)生了變化。

3) 當(dāng)風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)增加到80臺(tái)和100臺(tái)時(shí)，發(fā)生振蕩的時(shí)間隨著風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)增加而提前，同時(shí)質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩也發(fā)生了變化。

4) 得出直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的風(fēng)速和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)通過(guò)影響同步電機(jī)的質(zhì)量塊轉(zhuǎn)矩，對(duì)火電機(jī)組次同步振蕩產(chǎn)生影響。

[1] 畢天姝，孔永樂(lè)，肖仕武，等．大規(guī)模風(fēng)電外送中的次同步振蕩問(wèn)題[J]．電力科學(xué)與技術(shù)學(xué)報(bào)，2012，27(1)：10-15．

BI Tianshu, KONG Yongle, XIAO Shiwu, et al. Review of sub-synchronous oscillation with large-scale wind power transmission[J]. Journal of Electric Power Science and Technology, 2012, 27(1): 10-15．

[2] Subsynchronous Resonance Working Group. The System Dynamic Performance SubcommitteeReader’s guideto subsynchronous ,resonance[J] ．IEEE Transactions on Power Systems，1992，7(1)：150-157．

[3] 栗然, 盧云, 劉會(huì)蘭, 等. 雙饋風(fēng)電場(chǎng)經(jīng)串補(bǔ)并網(wǎng)引起次同步振蕩機(jī)理分析[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2013, 37(11): 3073-3079.

LI Ran, LU Yun, LIU Huilan, et al. Mechanism analysis on subsynchronous oscillation Caused by grid-integration of doubly fed wind power generation system via?series compensation[J]. Power System Technology, 2013, 37(11):3073-3079.

[4] IEEE Subsynchronous Resonance Working Group．Propo-sed terms and definitions for subsynchronous oscillations [J]．IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems，1980，PAS-99(2)：506-511．

[5] VARMA R K, A MOHARANA A. SSR in double-cage induction generator-based wind farm connected to series-compensated transmissionLine[J].IEEE Transactions on Power Systems, 2013, 28(3): 2573-2583.

[6] 雷虹云, 鄭超, 岳興華,等. 風(fēng)火電組合外送系統(tǒng)中風(fēng)電改善火電機(jī)組SSR的研究[J]. 中國(guó)電力, 2013, 46(4):63-68.

LEI Hongyun, ZHENG Chao, YUE Xinghua, et al. Mitigating thermal power’s SSR by additional damping controller of DFIG[J]. Electric Power, 2013, 46(4):63-68.

[7] 孫永輝, 徐濤. 風(fēng)火組合外送系統(tǒng)中風(fēng)火配比對(duì)SSO的影響分析[J]. 現(xiàn)代制造, 2016(3):5-7.

SUN Yonghui, XU Tao. Analysis of the effect of wind-fire power ratio on SSO in wind-fire power unit transmission system[J]. Maschinen Market, 2016(3):5-7.

[8] 謝小榮, 劉華坤, 賀靜波,等. 直驅(qū)風(fēng)機(jī)風(fēng)電場(chǎng)與交流電網(wǎng)相互作用引發(fā)次同步振蕩的機(jī)理與特性分析[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2016, 36(9):2366-2372.

XIE Xiaorong, LIU Huakun, HE Jingbo, et al. Mechanism and characteristics of subsynchronous oscillation caused by the interaction between full-converter wind turbines?and AC systems[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(9):2366-2372.

[9] 程欣. 次同步諧振局部傳播機(jī)制與建模方法[D].鎮(zhèn)江: 江蘇大學(xué), 2016.

CHENG Xin. Local propagation mechanism and modeling method of subsynchronous resonance[D].Zhenjiang:Jiangsu University, 2016.

Analysis of the influence of drive-driven wind turbine units on subsynchronous oscillation of thermal power units in wind-thermal-bundled transmission

WANG Qinnan1,HOU Mingzhe2

(1.Faculty of Electrical and Control Engineering,Heilongjiang University of Science and Technology,Harbin 150022,China；2.Shenzhen Power supply Co.,Ltd.,Shenzhen 518000,China)

In recent years, there have been continuous subsynchronous oscillations on the high-pressure side of the direct-driventurbine wind farms in some regions of China, which causes the torsional vibration protection action in the adjacent thermal power units and thus leads to the occurrence of the cracking accident. In order to have a deeper study on this kind of problem, in this paper, the equivalent models of direct-driventurbine wind farm and bundled transmission of thermal power unitsare established. The effects of direct-driven wind turbines on the high-pressure side thermal power units are used by means of electromagnetic transient simulation and two important influencing factors of the speed and number of the direct-drivenwind turbineare changed, in ways to observe the influence of turbine on sub-synchronous oscillations of thermal power units. The results show that the wind speed and the number of turbine of direct-driven wind turbines in the wind-thermal-bundled transmission are affected by the subsynchronous oscillation of high-pressure side thermal power units. It is mainly demonstrated in the area where the voltage and related torque for subsynchronous oscillations ofthermal power units has undergone significant changes, when wind speed is larger or smaller and the number of turbinesincreases.

wind-fire bundle; direct-drivenwind turbine; thermal power unit; subsynchronous oscillation; influence; wind speed; turbine number

2017-05-08。

王琴南(1993—)，男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)榇瓮秸袷?，風(fēng)電場(chǎng)規(guī)劃，直驅(qū)永磁和雙饋風(fēng)機(jī)并網(wǎng)問(wèn)題。

TM743;TM614

A

2095-6843(2017)05-0402-05

(編輯陳銀娥)