文章快速检索     高级检索
  山东大学学报(工学版)  2017, Vol. 47 Issue (4): 110-116  DOI: 10.6040/j.issn.1672-3961.0.2016.218
0

引用本文 

谢才科, 姜自民, 刘玉田, 王春义. 海上风电机组低电压穿越远端检测[J]. 山东大学学报(工学版), 2017, 47(4): 110-116. DOI: 10.6040/j.issn.1672-3961.0.2016.218.
XIE Caike, JIANG Ziming, LIU Yutian, WANG Chunyi. Remote testing on low voltage ride through of offshore wind turbines[J]. Journal of Shandong University (Engineering Science), 2017, 47(4): 110-116. DOI: 10.6040/j.issn.1672-3961.0.2016.218.

基金项目

国家科技支撑计划资助项目(2015BAA07B01)

作者简介

谢才科(1988—), 男, 贵州安顺人, 硕士研究生, 主要研究方向为新能源并网. E-mail:lavasly@126.com

通讯作者

刘玉田(1964—), 男, 山东青州人, 教授, 博导, 博士, 主要研究方向为电力系统运行与控制. E-mail:liuyt@sdu.edu.cn

文章历史

收稿日期:2016-06-13
网络出版时间:2017-07-19 16:17:44
海上风电机组低电压穿越远端检测
谢才科1, 姜自民1, 刘玉田1, 王春义2     
1. 山东大学电气工程学院, 山东 济南 250061;
2. 国网山东省电力公司, 山东 济南 250001
摘要:为解决长距离输电海缆对海上风电机组低电压穿越远端检测的影响问题, 根据基于风力发电机出口端发展和制定的低电压穿越(LVRT)测试技术和标准, 建立了低电压穿越分析模型, 提出海上风电机组低电压穿越远端检测方法。按照现有检测方法分析了稳态、暂态情况下远端检测和近端检测的区别, 得出远端检测中导致风机切机的外部原因为限流电抗与输电海缆的相互影响使机端电压升高、暂态过程延长、机端电压谐波含量增加。提出利用电力电子开关替代传统检测设备中的断路器, 以便能精确控制电抗的动作时间。改进阻抗的动作时序, 使短路电抗和限流电抗投入或退出电路的时间间隔最短, 以避免限流电抗与输电海缆的相互作用对远端检测的影响。仿真验证了改进检测方法的有效性, 为远端检测设备的研制提供了借鉴。
关键词海上风力发电机    低电压穿越    远端检测    海缆    限流电抗    动作时序    
Remote testing on low voltage ride through of offshore wind turbines
XIE Caike1, JIANG Ziming1, LIU Yutian1, WANG Chunyi2     
1. School of Electrical Engineering, Shandong University, Jinan 250061, Shandong, China;
2. State Grid Shandong Electric Power Company, Jinan 250001, Shandong, China
Abstract: In order to cope with the long-distance submarine cable effects on low voltage ride through (LVRT) remote testing for offshore wind turbines (WTs), the LVRT testing model was built and the method for remote testing on LVRT of offshore WTs was proposed according to the existing LVRT testing technique and standards based on the outlet of WTs. The difference between near and remote testing in both steady and transient situations was analyzed according to the existing devices and method, which concluded that the mutual influence of current limiting reactance and cable heightened the voltage of the outlet, prolonged the transient process and increased harmonic component. The circuit breaker of original device was replaced with electronic switches in order to control the operation of reactance accurately. The operation sequence of the reactance was improved to make the action intervals of time between the current-limiting reactance and short-circuit reactance trended to 0. By doing this, the mutual influence of current-limiting reactance and cable could be avoided. A simulation was put forth to verify the effectiveness of the improved process and to provide supports for development of remote LVRT testing equipment at the same time.
Key words: offshore wind turbines    LVRT    remote testing    submarine cable    limiting reactance    operation sequcence    
0 引言

与陆上风电相比, 海上风力发电具有风力平稳、风切变小、不占用土地资源等优势, 近年来越来越受到我国重视。随着风电渗透率的提高, 大容量风电场集中并网接入, 海上风电场对电力系统安全稳定运行产生重要影响[1-4]。为此世界各国对风力发电机制定了更高的技术要求, 如并网风机必须具有低电压穿越(low voltage ride through, LVRT)和电网适应性能力[1, 5-6]。我国对风力发电机检测和风电场接入也做出了明确的规定[7-9]。为防止系统出现扰动或故障时风电机组脱网停机对电网造成更大冲击, 风力发电机组必须具有低电压穿越能力。因此, 风力发电机组并网前需要经过严格的低电压穿越能力测试。

由于海上风电门槛较高, 试验风场(风机)较少, 并网性能试验检测的研究尚未开展。风机的试验检测研究主要集中在陆上, 目前我国具备陆上风机完整的试验检测能力[10]。与陆上风电相比,海上风电的容量、布局以及环境条件差异较大, 所处环境更加复杂, 测试点无法像陆上风电机组一样选择在被测试风电机组附近。受到海上风电场布局、接线方式、实际海况条件以及测试设备的影响, 其测试点一般选择在岸上[11]。由于长距离输电海缆的影响, 利用现有设备和方法检测时常常导致LVRT检测的失败, 例如2014-12-25对江苏如东风电场一4MW的风力发电机进行LVRT远端检测时便发生了这样的情况。

本研究介绍了风电机组LVRT测试的基本内容、方法和要求, 重点分析了风电机组空载和负载测试时, 海缆对风机出口端电压的稳态和暂态影响。提出了通过采用电力电子开关并改进限流电抗与短路电抗的投切时序以消除长距离海缆对远端检测影响的方法。利用Matlab/Simulink进行的仿真结果表明所提方法能够有效地消除海缆对风电机组LVRT远端检测的影响。

1 风力发电机低电压穿越的远端检测

我国最新的《风电场接入电网技术规定》不仅对低电压穿越检测过程中电压跌落深度及其误差、持续时间及其误差做了明确的规定, 还详细介绍了用于LVRT的检测设备, 其拓扑结构如图 1中线框内所示。根据文献[12], 限流电抗X1与短路电抗X2的关系需满足

图 1 远端检测示意图 Figure 1 Sketch diagram of remote LVRT testing
$\left\{ \begin{align} & \left( 9-10\theta \right){{X}_{s}}\le {{X}_{1}}\le \frac{{{V}^{2}}_{\rm{sys}}}{3{{S}_{\rm{N}}}}-{{X}_{\rm{s}}}, \\ & \theta =\frac{{{X}_{2}}}{{{X}_{\rm{s}}}+{{X}_{1}}+{{X}_{2}}}, \\ \end{align} \right.$ (1)

式中:Vsys表示系统电压; Xs为系统等效电抗; SN为风机额定功率; θ表示X1X2满足的关系, 在近端测试中其与电压跌落度相同。

风力发电机低电压穿越的检测分为空载检测和负载检测。空载检测是在风机脱网的状态下, 通过调整检测设备中X1X2的参数, 使机端电压满足标准电压跌落度。负载测试时, 保持空载时调试的参数不变, 通过操作设备产生电压跌落对正常运行的风力发电机进行低电压穿越检测。设备的操作流程时间关系如图 2所示。t0时断开旁路开关, 投入限流电抗; t1时闭合短路开关, 产生电压跌落; t4时断开短路开关, 电压恢复; t5时闭合旁路开关, 检测结束。

图 2 检测设备动作的时间关系 Figure 2 Time relation of detecting device action

海上风力发电机LVRT的远端检测如图 1所示, 检测设备从风力发电机的出口端移到了风电场的并网点。在检测点与风力发电机出口即图 1中的A点与B点之间, 引入了长距离输电海缆。输电海缆的电容参数一般较大, 如表 1所示。在输电海缆的影响下, 远端测试将产生不同于近端测试时的现象, 并可能导致检测的失败。

表 1 输电海缆和架空线参数 Table 1 Parameters of submarine cable and overhead line
2 空载远端检测分析 2.1 稳态分析

图 1得到的空载测试时的等效电路图如图 3所示。

图 3 空载测试时等效电路图 Figure 3 Equivalent circuit of no-load testing

在电压跌落区间, 即图 2t2~t3区间, 可得:

$\left\{ \begin{align} & {{Y}_{11}}{{{\dot{V}}}_{A}}+{{Y}_{21}}{{{\dot{V}}}_{B}}=\frac{{{{\dot{V}}}_{\rm{s}}}}{{{R}_{1}}+j{{X}_{\rm{s}}}+j{{X}_{1}}}; \\ & {{Y}_{21}}{{{\dot{V}}}_{A}}+{{Y}_{22}}{{{\dot{V}}}_{B}}=0, \\ & {{Y}_{11}}=\left( \frac{1}{{{R}_{1}}+j{{X}_{\rm{s}}}+j{{X}_{1}}}+\frac{1}{-j{{X}_{\rm{c}}}}+\frac{1}{{{R}_{l}}+j{{X}_{l}}}+\frac{1}{{{R}_{2}}+j{{X}_{2}}} \right); \\ & {{Y}_{12}}={{Y}_{21}}=-\frac{1}{{{R}_{l}}+j{{X}_{l}}}; \\ & {{Y}_{22}}=\left( \frac{1}{{{R}_{l}}+j{{X}_{l}}}+\frac{1}{-j{{X}_{\rm{c}}}} \right)。\\ \end{align} \right.$ (2)

式中Xs, Xc, Xl分别表示并网点等效电抗、海缆容抗和电抗。忽略式(2) 中的电阻解得[12]:

$\left\{ \begin{align} & {{{\dot{V}}}_{A}}=\frac{-j{{{\dot{V}}}_{\rm{s}}}}{({{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}})H}, \\ & {{{\dot{V}}}_{B}}=\frac{-{{X}_{\rm{c}}}}{{{X}_{l}}-{{X}_{\rm{c}}}}{{{\dot{V}}}_{A}}, \\ & H=\frac{1}{j({{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}})}-\frac{1}{j{{X}_{\rm{c}}}}+\frac{1}{j({{X}_{l}}-{{X}_{\rm{c}}})}+\frac{1}{j{{X}_{2}}}, \\ \end{align} \right.$ (3)

式中X1X2满足式(1)。因此

$H=-j\frac{1}{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}+j\frac{1}{{{X}_{\rm{c}}}}+j\frac{1}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}}+j\frac{\theta -1}{\theta ({{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}})}。$ (4)

欲使B端电压满足标准跌落度, 设标准跌落度为dip, 则

$\left\{ \begin{align} & {{X}_{2}}=\frac{\rm{dip}\left( {{\mathit{X}}_{1}}+{{\mathit{X}}_{\mathit{s}}} \right)}{k-\rm{dip}}; \\ & k=\frac{{{X}_{\rm{c}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}}+\left( \frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}}+\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}} \right)\rm{dip}。\\ \end{align} \right.$ (5)

在近端检测中, 由于k=1, 只需通过适当配置电抗X1X2的值即可得到标准的电压跌落度。由以上分析可以看出远端检测中电抗的配置比近端检测时复杂。

t0~t1t4~t5区间, 稳态时由图 3可以得到:

$\left\{ \begin{align} & {{V}_{A}}=\frac{{{V}_{\rm{s}}}}{1-\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}}-\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}}}, \\ & {{V}_{B}}=\frac{{{V}_{\rm{s}}}}{1-\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}}-\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}}}\frac{{{X}_{\rm{c}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}}=\frac{{{V}_{\rm{s}}}}{K}\frac{{{X}_{\rm{c}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}}, \\ \end{align} \right.$ (6)

由于XcXl, XcX1+XsK>0一般情况下成立, 所以VAVs, 即在限流电抗与输电海缆的相互作用下A端电压升高, 同理B端电压也升高。设

$\left\{ \begin{align} & {{k}_{1}}=1/\left( 1-\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}}-\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}} \right)\approx 1/\left( 1-2\frac{{{X}_{1}}+{{X}_{\rm{s}}}}{{{X}_{\rm{c}}}} \right), \\ & {{k}_{2}}=\frac{{{X}_{\rm{c}}}}{{{X}_{\rm{c}}}-{{X}_{l}}}, \\ \end{align} \right.$ (7)

所以k1由限流电抗和输电海缆的相互作用决定, k2由输电海缆单独作用。

Xs=2Ω, 由式(1), 在检测7.5MW级的风机时X1可取40Ω, 输电海缆参数如表 1所示, 图 4给出了k1k2与输电海缆长度的关系, 可以看出, 限流电抗与输电海缆的相互作用是使A、B端电压升高的主要原因。因此, 在空载检测中, 当执行检测流程的第一步和第三步时, AB端电压会升高[9]。如图 5所示, 当超过标准规定的电压范围时, 被测风机可能直接切机。

图 4 k1k2与输电海缆长度的关系 Figure 4 The relation of k1, k2 and the length of cable
图 5 B端电压 Figure 5 Voltage of side B
2.2 暂态分析

暂态分析重点在t0~t1t4~t5时间段, 根据图 3, 在复频域范围内可得式(8):

$\begin{align} & \left( \frac{1}{{{Z}_{1}}}+\frac{1}{{{Z}_{4}}}+\frac{1}{{{Z}_{3}}} \right){{V}_{A}}\left( s \right)-\frac{1}{{{Z}_{3}}}{{V}_{B}}\left( s \right)= \\ & \quad \quad \frac{{{V}_{s}}+\left( {{L}_{s}}+{{L}_{1}} \right){{i}_{s0-}}}{{{Z}_{1}}}+C{{u}_{A0-}}-\frac{{{L}_{l}}{{i}_{L0-}}}{{{Z}_{3}}}- \\ & \quad \quad \frac{1}{{{Z}_{3}}}{{V}_{A}}\left( s \right)+\left( \frac{1}{{{Z}_{3}}}+\frac{1}{{{Z}_{6}}} \right){{V}_{B}}\left( s \right)=\frac{{{L}_{l}}{{i}_{L0-}}}{{{Z}_{3}}}+C{{u}_{B0-}}, \\ \end{align}$ (8)

式中:Z1=R1+s(Ls+L1), Z4=Z6=1/sC, Z3=Rl+sLl, Vs(s)=$\frac{s(\omega \,\text{cos}\,\varphi +s\,\text{sin}\,\varphi )}{{{s}^{2}}+{{\omega }^{2}}}$。解式(8) 可得:

${{V}_{B}}\left( s \right)=\frac{(s\,\rm{sin}\,\varphi +\omega \,\rm{cos}\,\varphi )+\mathit{F}({{0}_{-}})}{({{s}^{2}}{{C}^{2}}{{Z}_{1}}{{Z}_{3}}+2sC{{Z}_{1}}+sC{{Z}_{3}}+1)({{s}^{2}}+{{\omega }^{2}})}。$ (9)

VB(s)包含6个极点, s对应基波分量。s2C2Z1Z5+2sCZ1+sCZ5+1=0的解为VB(s)的极点, 其反映VB中暂态分量的频率和衰减速度, 极点对应的系数反映了对应频率分量初值。F(0-)表示电路的初始状态, 由于其对极点部分不产生影响, 因此分析中不考虑初值部分。仿照经典控制理论, 通过研究限流电抗、输电海缆长度对极点及其对应系数的影响来研究其对暂态过程的影响。

其他参数同上, 设输电海缆长度为40km, 限流电抗变化对极点及其对应系数的影响如图 67所示。由于系统有3对共轭极点, 所以图中只示出其中的3个。分析图 67可知, 随着限流电抗的增大, p1趋向于负实轴, 其对应的暂态分量衰减速度加快, 但是其对应系数h1较小, 对整个暂态过程影响较小。p2趋向于原点, 与其相关的暂态分量衰减速度降低, 且其系数较大, 对整个暂态过程影响较大。因此综合p1p2的变化趋势, 限流电抗的增大, 延缓了整个暂态过程。图 89分别反映了X1=40Ω和X1=2Ω(表示暂态过程中限流电抗退出电路)的B端电压波形。分析图 89知, X1=40Ω时, 机端电压谐波含量明显比X1=2Ω时高, 暂态过程更长。

图 6 限流电抗变化时极点的方向 Figure 6 Pole changing direction when current limiting reactance increases
图 7 对应的系数 Figure 7 Corresponding coefficient
图 8 X1=40Ω时暂态过程 Figure 8 Transient process when X1=40Ω
图 9 X1=2Ω时暂态过程 Figure 9 Transient process when X1=2Ω

由以上分析可知, 按照现有测试方法进行空载检测稳态时, 输电海缆的分布电容和限流电抗相互作用使得海缆两端的电压均升高, 超过测试标准波形的允许范围。暂态时, 限流电抗与海缆的相互作用, 加剧了电抗投切导致的电压暂态过程。

3 负载远端检测分析 3.1 双馈风力发电机受扰过程

由于并网型风力发电机主要是双馈型风力发电机(double-fed induction generator, DFIG), 因此在负载检测中主要分析DFIG的行为。DFIG结构特殊, 电网电压发生跌落或上升故障时会造成双馈电机定子磁链的振荡, 使得定子磁链中具有较大的暂态直流分量, 在发生不对称电压故障时还会产生负序分量。转子的转速通常较高, 较高的转速相对于定子磁链中的直流分量和负序分量均形成较大的转差, 这将导致转子回路中电压、电流的升高, 严重时会导致变流器的保护动作甚至烧坏[13-18]。因此, DFIG在机端电压跌落时需要良好的控制策略和保护策略。常用的控制策略有多种, 但是它们都是通过调节转子侧变流器的指令值以达到抑制某一成分的目的, 由于转子侧变流器容量有限, 只有在电压轻微跌落时控制策略才有效, 因此在LVRT检测中不考虑控制策略的作用。常用的保护策略为增加crowbar保护电路和直流电容卸荷电路(Chopper电路)[14]。当转子电流达到DFIG的保护阈值时转子绕组通过crowbar电阻短接, 以加速暂态分量的衰减[19], 当转子电流低于某一阈值时, 退出crowbar保护电路, 转子侧变流器恢复对DFIG的控制。因此, DFIG在机端电压受到扰动时, 可以有以下几个状态: (1) 状态一, 风力发电机转子侧变流器处于受控状态, 转子电流能很好地跟踪转子侧电流的指令值, 按照所设定的控制规律运行; (2) 状态二, 扰动较大, 风力发电机的转子电流超过触发保护的动作值, 风力发电机处于crowbar电阻导通或直流卸荷电路导通状态, 此时风力发电机等效为一异步电机; (3) 状态三, 由于crowbar电阻的退出仍然会激发DFIG的暂态过程, 存在重新触发crowbar电阻投入电路的情况, 因此存在状态三:风力发电机在状态一和状态二之间来回切换。综上, 状态一与状态二是分析DFIG动态行为的基础。

3.2 Crowbar未触发时远端检测分析

由于Crowbar未触发, 转子电流能很好地跟踪指令值, 因此转子电流可以看做恒定不变, 所以风力发电机可以等效为一电抗Z5=Rs+sLs[13, 20], Rs, Ls是DFIG定子等效电阻和电感, Z1, Z3与式(8) 中定义的相同, 结合式(8) 其复频域内的解为

${{V}_{B}}\left( s \right)=\frac{{{Z}_{5}}(s\,\rm{sin}\,\varphi +\omega \,\rm{cos}\,\varphi )}{Z\left( {{s}^{2}}+{{\omega }^{2}} \right)},$ (10)

式中Z=s2C2Z1Z3Z5+Z5+sCZ3Z5+Z3+sCZ1Z5+sCZ1Z3+sCZ1Z3+sCZ1Z5+Z1。通过与空载时同样的分析, 得到极点与其对应的系数如图 1011所示。机组端电压波形如图 12所示。

图 10 限流电抗变化时极点的变化 Figure 10 Pole changing direction when current limiting reactance increases
图 11 限流电抗与系数的关系 Figure 11 The relation between limiting reactance and coefficients
图 12 B端电压波形 Figure 12 Waveform of voltage B

分析图 10~12可知, 极点位置、系数与限流电抗关系与空载分析时相似, 只是增加了一个实数极点且其对应的系数很小, 对暂态过程影响也较小。因此可以得出如下结论:Crowbar未触发的情况下, 限流电抗的增大可以延长机端电压和电流的暂态过程, 对风力发电机低电压穿越有不利影响。

3.3 Crowbar触发时远端检测分析

Crowbar触发时, DFIG等效为异步电机[21-25], 此时式(10) 中Z5

${{Z}_{5}}={{R}_{\rm{s}}}+s{{L}_{\rm{s}}}+s{{L}_{\rm{m}}}\frac{s{{L}_{\rm{m}}}-j{{\omega }_{\rm{r}}}{{L}_{\rm{m}}}}{{{R}_{\rm{r}}}+s{{L}_{\rm{r}}}-j{{\omega }_{\rm{r}}}{{L}_{\rm{r}}}},$ (11)

式中:Lm, Lr, Rr分别为DFIG励磁电感、转子侧等效电感和电阻, ωr为电机转速。代入得Crowbar触发时B端电压的复频域解。采用同样的分析方法, 得到与图 1011相似的极点和系数图。因此, 限流电抗的存在, 在Crowbar触发时也延长了机端电量的暂态过程。这将严重削弱Crowbar电路的作用, 使DFIG难以从Crowbar触发的状态中退出。特别在机端电压恢复时如果DFIG长期处于失控状态, 风力发电机将无法满足标准对电压恢复时的功率要求, 出现误将DFIG判为不合格的情况。

综合以上分析, Crowbar电路在不同状态切换过程中, 限流电抗的增大会导致某些极点对应的分量衰减急剧变慢, 延长整个系统的暂态过程。与近端检测相比, 由于海缆与限流电抗的相互作用, 远端检测时风力发电机端电压升高。与此同时, 暂态过程延长导致检测过程中电压谐波含量十分丰富, 这将导致检测过程中风机脱网, 得出风电机组低电压穿越能力不符合标准的错误结论。

4 改进检测流程及仿真分析

综合上述分析, 在t0~t1t4~t5时间段内, 限流电抗与输电海缆的相互影响是导致风机检测失败的主要原因。因此, 为了避免两者的相互影响, 利用电力电子开关能够精确控制动作时间和相位的特性, 将原检测设备中的开关利用电力电子开关替代, 以便能精确地控制检测设备动作的时间, 如图 13所示, 改进的检测流程如14所示。

图 13 改进的检测设备 Figure 13 Improved LVRT testing device
图 14 改进检测流程 Figure 14 Improved flowchart

仿真中改进检测流程可令t0=t1t4=t5。发电机的跳闸信号设置为最大瞬时电流2p.u, 持续时间0s, 最大电压1.2p.u, 持续时间0.02s。图 15~17分别示出了按原方法近端、远端测试和改进流程后的远端测试的机端电压波形和输出功率。分析图 15~17可知, 按原方法远端测试时, 在电压恢复瞬间风机因过电压而切机, 而改进方法远端测试与按原方法近端测试波形相似, 证明了改进方法的有效性。

图 15 原方法近端检测 Figure 15 Near testing according to the existing method
图 16 原方法远端检测 Figure 16 Remote testing according to the existing method
图 17 改进方法远端检测 Figure 17 Remote testing according to the improved method
5 结论

本研究针对长距离输电海缆对海上风电机组低电压穿越远端检测的影响问题, 提出了消除海缆影响的低电压穿越远端检测方法。按照现有的方法开展低电压穿越远端检测时, 限流电抗与输电海缆的相互影响使机端电压升高, 暂态过程延长, 谐波含量增加, 风电机组出口处的测试波形超出标准波形误差允许范围, 导致低电压穿越负载测试过程中风机切机。利用电力电子开关替代传统机械开关, 精确地控制检测设备中电抗投入和退出的时间, 可以避免限流电抗与输电海缆的相互影响, 使得远端测试时风机出口的波形符合测试标准要求。仿真结果验证了所提海上风电机组远端检测方法的有效性。本研究为低电压远端检测设备的研制提供了思路, 可为海上风电机组低电压穿越远端检测提供方法指导。

参考文献
[1] TSILI M, PAPATHANASSIOU S. A review of grid code technical requirements for wind farms[J]. IET Renewable Power Generation, 2009, 3(3): 308-332 DOI:10.1049/iet-rpg.2008.0070
[2] 王锡凡, 卫晓辉, 宁联辉, 等. 海上风电并网与输送方案比较[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(31): 5459-5466
WANG Xifan, WEI Xiaohui, NING Lianhui, et al. Integration techniques and transmission schemes for off-shore wind farms[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(31): 5459-5466
[3] SERRANO G, JBURGOS P M, RIQUELME S J. A new and efficient method for optimal design of large offshore wind power plants[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2013, 28(3): 3075-3084 DOI:10.1109/TPWRS.2013.2251014
[4] ACKERMANN T. Transmission systems for offshore wind farms[J]. IEEE Power Engineering Review, 2002, 22(12): 23-27 DOI:10.1109/MPER.2002.1098040
[5] 赵伟国, 姜自民, 刘玉田, 等. 海上风电就在谐波适应性远端检测[J]. 山东大学学报(工学版), 2016, 46(4): 125-130
ZHAO Weiguo, JIANG Zimin, LIU Yutian, et al. Remote testing on harmonic adaptability of offshore wind turbines[J]. Journal of Shandong Unibersity (Engineering Science), 2016, 46(4): 125-130 DOI:10.6040/j.issn.1672-3961.0.2016.219
[6] JIANG Z M, KUMAR M, LIU Y T. A grid adaptability test method eliminating cable impacts for offshore wind turbines[C]//2016 China International Conference on Electricity Distribution. Xi′an, China: IEEE Press, 2016:1-4.
[7] 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 中国国家标准化管理委员会. 风电场接入电力系统技术规定: GB/Z 19963—2005[S]. 北京: 中国标准出版社, 2006.
[8] 国家电网公司. 风电场接入电网技术规定QIGDW392—2009[S]. 北京: 国家电网公司, 2009.
[9] 国家能源局. 风力发电机组低电压穿越能力测试规程: NB/T 31051—2014[S]. 北京: 国家能源局, 2014.
[10] ZENG H, ZHU Y, LIU J S. Verification of DFIG and PMSG wind turbines′ LVRT characteristics through field testing[C]//IEEE International Conference on Power System Technology. Auckland, New Zealand: IEEE Press, 2012:1-6.
[11] XIE C K, ZHAO W G, LIU Y T. Remote detecting low voltage ride through ability of DFIG[C]//TENCON 2015-2015 IEEE Region 10 Conference. Hongkong, China: IEEE Press, 2015:1-4.
[12] 宋海涛. 低电压穿越(LVRT)测试装置的研制[D]. 北京: 北京交通大学, 2011.
SONG Haitao. Development of low voltage ride through testing device[D]. Beijing: Beijing Jiaotong University, 2011.
[13] 杨淑英, 张兴, 张崇巍, 等. 电压跌落激起的双馈型风力发电机电磁过渡过程[J]. 电力系统自动化, 2008, 32(19): 85-91
YANG Shuying, ZHANG Xing, ZHANG Chongwei, et al. Electromagnetic transient process of doubly fed induction generator driven by voltage sag[J]. Automation of Electric Power Systems, 2008, 32(19): 85-91 DOI:10.3321/j.issn:1000-1026.2008.19.019
[14] 赵静. 双馈异步风力发电机低电压穿越时的Crowbar保护技术[D]. 杭州: 浙江大学, 2010.
ZHAO Jing. Crowbar protection technique for low voltage ride through of doubly fed induction generators[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2010.
[15] ZUBIAGA M, ABAD G, BARRENA J A, et al. Spectral analysis of a transmission system based on AC submarine cables for an offshore wind farm[J]. IEEE Industrial Electronics Society, 2009: 807-812
[16] FORTMANN J, CAI L, ENGELHARDT S, et al. Wind turbine modeling, LVRT field test and certification[C]//2011 IEEE Power and Energy Society General Meeting. Michigan, USA: IEEE Press, 2011:1-7.
[17] XU L, WANG Y. Dynamic modeling and control of DFIG-based wind turbines under unbalanced netword conditions[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2007, 22(1): 314-323 DOI:10.1109/TPWRS.2006.889113
[18] 徐海亮, 章玮, 贺益康, 等. 双馈风电机组低电压穿越技术要点及展望[J]. 电力系统自动化, 2013, 37(20): 8-15
XU Hailiang, ZHANG Wei, HE Yikang, et al. A review on low voltage ride-through technologies and prospect for DFIG wind turbines[J]. Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(20): 8-15 DOI:10.7500/AEPS201301170
[19] 张学广, 徐殿国. 电网对称故障下基于active crowbar双馈发电机控制[J]. 电机与控制学报, 2009, 13(1): 99-103
ZHANG Xueguang, XU Dianguo. Control of doubly fed generator based on active crowbar under symmetrical faults[J]. Electric Machines and Control, 2009, 13(1): 99-103
[20] 欧阳金鑫, 熊小伏, 张涵轶. 电网短路时并网双馈风电机组的特性研究[J]. 中国电机工程学报, 2011, 31(22): 17-25
OUYANG Jinxin, XIONG Xiaofu, ZHANG Hanyi. Research on characteristics of grid connected doubly fed induction generator in short circuit[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(22): 17-25
[21] XU L, WANG Y. Dynamic modeling and control of DFIG-based wind turbines under unbalanced network conditions[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2007, 22(1): 314-323 DOI:10.1109/TPWRS.2006.889113
[22] 胡家兵, 贺益康, 郭晓明, 等. 不平衡电压下双馈异步风力发电系统的建模与控制[J]. 电力系统自动化, 2007, 31(14): 47-56
HU Jiabing, HE Yikang, GUO Xiaoming, et al. Modeling and control of doubly fed asynchronous wind power generation system under unbalanced voltage[J]. Automation of Electric Power Systems, 2007, 31(14): 47-56 DOI:10.3321/j.issn:1000-1026.2007.14.009
[23] 严干贵, 王茂春, 穆钢, 等. 双馈异步风力发电机组联网运行建模及其无功静态调节能力研究[J]. 电工技术学报, 2008, 23(7): 98-104
YAN Gangui, WANG Maochun, MU Gang, et al. Modeling of grid-connected doubly-fed induction generator for reactive power static regulation capacity study[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2008, 23(7): 98-104
[24] 马文龙. Crowbar保护在双馈异步风力发电系统电网故障穿越中的应用[J]. 电力自动化设备, 2011, 31(7): 127-130
MA Wenlong. Application of crowbar circuit in grid fault riding through of doubly-fed induction wind power generation system[J]. Electric Power Automation Equipment, 2011, 31(7): 127-130
[25] LUNA A, LIMA F K A, SANTOS D, et al. Simplified modeling of a DFIG for transient studies in wind power applications[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2011, 58(1): 9-20 DOI:10.1109/TIE.2010.2044131