双馈风力发电系统故障特性及保护方案构建

撖奥洋 张 哲 尹项根 张 健 梁明辉

（华中科技大学强电磁工程与新技术国家重点实验室 武汉 430074）

1 引言

近年来，双馈型发电机作为风电场中的主力机型，被大量地接入电网。为了降低风电场对大电网原有运行方式、保护系统及紧急控制策略等方面的影响，目前常用的一种运行方式为：当电厂出口母线电压波动超出预设值（如额定电压的±10%）时，电机被切除退出运行[1]。随着风电容量在系统中比重的增加，大量风电机组在电网故障时被同时切除，将对电网的稳定运行和供电可靠性带来严重影响。风电场除了实现可再生能源利用，节能减排的目的外，其作为分布式电源，更应该具有提高系统安全可靠性，增强电网抵御自然灾害的能力。故新的电网规程要求风电场根据接入系统方案和自身机组的电气特点能够进行故障穿越运行[1-4]。为了满足这一要求，风力机不仅要具有故障期间的耐压承流能力及本身的机械控制技术[5]，同时风电场并网处继电保护必须按照电网故障时风电机组的运行条件来进行调整，以避免风电机组的不必要切除和功率的损失。更为重要的一点是，双馈电机提供的短路电流与传统同步电机提供的短路电流具有明显的差异，当电机作故障穿越运行时，其馈入电网的故障电流具有“多态”变化特征，将改变电网的故障特性。尤其当高渗透率的风电场接入系统时，基于传统同步电机故障特性而构建的电网保护算法、配合关系及整定原则都受到了严重的破坏，不再能满足系统安稳运行的要求。

迄今，针对双馈电机在故障情况下的运行，国内外学者开展了多方面的研究工作。文献[6，7]介绍了正常运行的双馈机组的发电调控策略；文献[8]给出了姚南风电场短路试验的录波图；风力机在故障初始阶段由于过电流被切除，没有记录故障电流的整个暂态过程；文献[9]给出故障电流峰值的计算公式；文献[10]指出励磁系统能够影响到电流的幅值与衰减特性，但对于励磁系统强、弱调节性能下电流的特性差异未深入研究。此外，双馈电机的“多态性”故障特性可能导致传统保护发生拒动或误动，目前针对双馈风力发电系统接入配电网时从继电保护的角度去分析的较少。因此，深化双馈电机短路电流特性的研究，进而构建含有高渗透率风电场的电网保护模式，对实现风电场的故障穿越运行，促进风电并网技术的发展具有重要意义[11,12]。

本文首先对双馈电机短路电流存在的“多态”性故障特征进行了研究和分析，然后结合风力机故障穿越运行的要求，以风电场并网处保护为例，提出了一种新型复合式电流-电压保护方案，并通过仿真算例验证了其有效性。

2 双馈电机多态性故障电流特性分析

双馈电机不同于传统的同、异步电机，其转子接三相逆变器励磁。正常运行时，逆变器采用功率解耦策略，通过PI控制器来实现功率的输出[13]；故障时为了防止过电流过电压对逆变器的损害，转子侧旁路有Crowbar保护[14]。故障点位置的不同，会造成转子励磁特性发生变化，从而使得定子故障电流具有多种变化形态。

2.1 近端故障—电机“弱馈”电流特性

近端发生故障，如机端三相短路时，定子电流将在转子侧感应出较高电压。以转子内过电压最严重的情况，即转子开路为例，设电机正常运行电压为V1，故障后定子电压跌落到V2。根据磁链守恒定律，定子磁链产生直流分量，衰减时常记为Tz，此时磁通ψs可表示为

式中，ωs，t0分别表示同步角频率和故障发生时刻。将式（1）代入电机的磁链、电动势方程，可以得到转子电压表达式为

式中，Lσs、Lσr为电机定、转子漏感与互感；RCrowbar为Crowbar保护串接的释能电阻。此情况下故障电流的仿真波形如图1所示。

图1 近端故障下，双馈电机馈入电网短路电流Fig. 1 DFIG three-phase short-circuit current to severe voltage drop

2.2 远端故障—电机“强馈”电流特性

如果发生远端故障，转子内产生的过电压较低，不足以启动Crowbar保护。在实际连接有逆变器的情况下，由于转子绕组内电流的“去磁”作用，使得过电压、过电流会更低，逆变器能够在故障期间连接在转子上，依靠 PI控制器来调节转子励磁电压，从而影响故障过程中的定子电流。短路故障所导致的转子内过电流，将在PI控制器的输入端造成余差。PI依靠比例积分系数ki、kp在一定时间内消除此余差，使系统重新达到稳定。归算到定子侧，暂态周期电流的幅值和持续时间很大程度上取决于PI控制过渡过程的波形和消除余差的时间。应用内模控制和主动阻尼法得到的比例积分系数对于故障所引起的扰动，使逆变器有三种可能的控制效果，如图2所示。

图2 PI控制器典型暂态曲线Fig. 2 Typical transient waveforms of PI controller

如果双馈电机的 PI控制器参数有较好的余差平抑能力，故障情况时转子励磁系统在dq坐标系下的暂态调节过程同曲线2类似。可以看出，故障发生初始，余差达到最大，然后在时间T′内余差消除。在定子侧故障电流表现为，工频暂态分量衰减迅速，较快过渡到工频稳态分量。工频暂态分量的衰减时间不单取决于转子的时间常数，更依赖于逆变器调整余差的能力。与故障的类型、位置（严重程度）及PI的比例积分系数有关。此种情况下的仿真波形如图3所示。

图3 远端故障，强PI控制下故障电流波形Fig.3 DFIG short-current to a voltage sag with strong PI controller performance

如果 PI的比例积分参数对于故障没有很好的平抑能力，则转子励磁暂态过程同曲线3甚至曲线1。dq坐标系下励磁电压发生振荡，变换到 abc坐标系下定子故障电流表现为工频暂态分量发生振荡，电流幅值发生波动，且含有明显的谐波分量。这将影响保护中测量元件的准确性，需要有针对性地加以处理。此种情况下的仿真波形如图4所示。

图4 远端故障，弱PI控制下故障电流波形Fig.4 DFIG short-current to a voltage sag with poor PI controller performance

3 适应故障穿越运行的风电场并网处保护方案

风机一般采用单元接线方式，然后以并联分组形式集中升压，通过风电场出线连接到配电网中。系统接线如图5所示。

图5 接入风电场的配电网典型接线图Fig.5 Schematic diagram of typical distribution grid with wind farm

随着并网风电容量的不断增加，为了避免外部电网故障导致大量风机从系统中解列，从而影响到电网的安全稳定运行，电网要求风机在故障过程中作穿越运行，以起到对电网的支撑作用[15]，典型故障穿越运行要求如图6所示[1]。

图6 电网规程下的风电场故障穿越运行曲线Fig.6 Operational curve of wind farm during fault ride-through

区域1为电机低压穿越运行区。其要求在外部电网故障时，若风电场母线电压不低于Ulow_set时，能保持连接在电网中t1时间，由电网保护切除故障。Ulow_set一般可选择为0.15倍的额定电压。区域2为电压恢复区，要求母线电压在t1时刻后（外部故障切除后），能迅速恢复，在 t2时刻，电压恢复到额定值，一般t2值为3s。区域3为保护动作区，即如果电机母线电压恢复不理想，则出口处保护动作，切除电机。显然，传统的线路保护，如三段式电流保护无法满足上述运行要求。鉴于此，本文以风电厂并网保护为研究对象，提出了一种新的复合式电流-电压保护方案。在方案设计中，除考虑了风电场低压穿越运行的要求外，也计及了双馈电机“多态”故障特性对保护的影响，以更好地适应风电场的特殊运行条件和要求。

新型复合式电流-电压保护由改进型三段式电流保护以及低电压保护构成，两保护并联出口（任一保护动作，均出口跳闸）。电流保护主要用于保证联络线故障的快速切除以及作为相邻线路的后备保护，其基本原理如下：

（1）改进型三段式过流保护：当 I≥IsetI时，保护Ⅰ段瞬时动作，其中IsetI为电流保护I段定值。需要指出的是，对于双馈电机，当近端发生故障时，Crowbar保护动作，将造成故障电流迅速衰减，波形如图1所示。因此，为了保证电流保护Ⅰ段可靠动作，在微机保护中宜采用基于瞬时值的快速保护算法。保护Ⅱ段和Ⅲ段：由于电流保护Ⅱ段和Ⅲ段经延时跳闸，从前述分析可知，双馈电机提供的短路电流具有“多态性”特征，特别是Crowbar保护动作后，短路电流幅值衰减很剧烈，其稳态值甚至可能小于负荷电流。若不采取措施，传统的电流保护Ⅱ、Ⅲ段存在拒动的可能。一种改进方法是采用低电压保持的定时限过流保护，其动作逻辑框图如图7所示，即一旦过电流元件动作，只要低电压条件满足，保护一直动作（即使过流元件返回），从而可有效消除双馈电机短路电流多态性的影响，确保故障的可靠切除。

图7 低压保持定时限电流保护逻辑图Fig.7 Low voltage keeping definite-time of over current protection

（2）故障穿越低电压保护：为了实现图6所示的低电压故障穿越运行要求，除过电流保护外，增设与风电场故障穿越曲线相适应的低电压保护，主要作为网内保护的后备和确保电压恢复，其动作方程为

其中，U为电机连接母线测量电压；Ulow_set为电机所能承受的母线电压跌落最低值；t1、t2分别为低电压穿越时间和电压恢复时间（见图 6），t为当前时刻（以故障发生时刻为起点）。

对于低电压穿越运行时间 t1，IEEE 1547中，在没有区分电源类型的情况下，规定电压跌落到0.5(pu)以下时的 t1推荐时间为 160ms。一般而言，t1取值越小，对 DG自身的安全越有利。t1过大，容易造成旋转类电源转子失速，端口电压的持续跌落。研究表明，微型燃气轮机能承受的时间为300ms左右。然而对于风力机，由于机体具有较大的阻尼，不存在转子失速暂态失稳的问题。其低电压穿越运行时间t1在考虑电机耐压承流的能力的基础上，可以取较大的值。适度增加t1的取值，一方面能够充分发挥风电场在故障过程中对电网的支撑作用，避免大量风场在短时间内被切除，造成系统严重的功率缺失；更为重要的是，较大的t1值，允许配网内原有的保护有较长的时间切除故障，不需要大规模的提升原有保护的性能，节约了成本。目前我国大型风电场取为625ms。

对于接入配电网的风电场，此故障穿越低电压保护需要考虑故障点位置和线路重合闸之间的配合。并不是电网内部任一处故障，风电场都能够做故障穿越运行。例如对于馈线采用重合闸前加速方式，当故障发生在风电场接入的本条馈线上时，为了避免风电场对故障电弧的重燃，导致重合闸失败，风电场要加速退出运行。故关于故障穿越低电压保护的适用条件，此处给出分析结果如下：①重合闸前、后加速配置下的馈线，当故障发生在邻线时，风电场能够和系统并网运行，并网处的保护采用故障穿越低电压保护；②重合闸前加速配置下的本线故障时，风电场需要加速退出；③重合闸后加速配置下的馈线，如果故障发生在风电场接入母线的上游，则风电场需要退出运行；④如故障发生在母线的下游，则风电场并网处保护采用故障穿越低电压保护。

新型复合式电流-电压保护方案通过电流保护和低电压保护的协调配合，可实现联络线故障的可靠切除，同时使得发生外部电网故障时，风电机组具有良好的故障穿越运行能力。

4 算例仿真

建立如图5所示的典型配电网模型。系统基准容量500MVA。线路AB、BC、AF为架空线路，线路参数为 x1=0.347Ω/km，r1=0.27 Ω/km；CD、DE、FG 为地下电缆，线路参数为 x1=0.093 Ω/km，r1=0.259 Ω/km。在每个节点处接入额定容量为6MVA、额定功率因数为0.85的负荷。节点B处通过联络线接入 10MVA的风电场：双馈电机出口线电压690V，通过升压变和联络线接入配电网中，定子电阻0.007(pu)（以下无单位数字均为标幺值），漏感0.171，互感2.9，转子侧电阻0.005，漏感0.156，升压变压器20MVA，短路阻抗比4%。转子侧逆变器采用PQ解耦矢量控制策略，Crowbar保护采用转子电流峰值为动作判据，整定值为2(pu)，保护中串接的释能电阻为0.25 Ω。利用Matlab/Simulink仿真软件对此系统进行故障仿真分析，验证所提保护方案的有效性。

4.1 风电场接入系统联络线上故障

风电场联络线（8km）由远及近设置三相短路，Crowbar保护启动值为2倍的转子电流峰值，短路电流峰值大小及并网处母线电压跌落程度见下表。

电流保护的I、II整定值分别按躲过线路末端最大短路电流和保证本线线末故障具有足够灵敏度整定。由表1可知，故障发生在联络线末端时，机端电压跌落到40%附近。表明在联络线任一处故障都会引起Crowbar保护的动作。对保护I段而言，由于Crowbar保护动作后转子绕组被短接，电流迅速衰减，其峰值电流的有效波形宽度可能仅为5～10ms，如图1所示。通过采用基于瞬时值的快速保护算法可实现故障的可靠切除。当故障发生在II段范围内，由于II段保护存在0.5s的时延，且短路电流会迅速衰减到20A左右，远小于II段电流定值，传统的II段保护将发生拒动。而本文提出的改进方案，II段过电流元件仅作为启动元件，采用低电压保持出口跳闸，低电压保护按躲过线路Crowbar保护动作时的最小电压跌落程度整定。这样在Crowbar保护启动时，此方案也能够确保风电场联络线上故障的可靠切除。

表 Crowbar保护下的对称短路电流及电压跌落Tab. Three-phase short circuit current and voltage drop degree at active Crowbar protection

4.2 风电场相邻馈线故障

为考察所提出的新型保护方案对改善风电场低压穿越运行能力的效果，在相邻馈线1上设置不同位置的故障，此时风电场并网处的电压跌落程度如图8所示。

图8 邻线不同故障距离下，风电场并网处电压跌落Fig.8 PCC voltage drop degree in adjacent feeder line fault

从图8可知，当故障发生在3.5km以内时，风电场并网母线电压跌落到0.9(pu)以下。当并网处保护采用基于电压偏移的传统保护策略时（当电厂出口母线电压偏移超出预设值，如额定电压的±10%时，切除风力机），则邻线AF段发生短路故障时，风厂机组会退出运行，将对电网的稳定运行和供电可靠性带来不利影响。采用本文提出的改进保护方案，当邻线发生故障后，仍可保持电机连接在电网中，并向系统提供有功功率。图9所示为风力机在不同故障点的有功输出情况。

图9 邻线不同故障距离下，风电场输出功率Fig.9 Real power output of wind farm in adjacent line fault

从图9中可以看出，对于大多数邻线故障（见图9d～图9f），采用改进的保护策略，可使风力机组能够在更低的电压区间向系统提供功率，扩大了风力机组的低电压运行范围，利于电网的故障恢复与稳定。需要指出的是，当邻线故障点距离风电场较近时，由于机端电压跌落较为严重，Crowbar保护动作后会导致风力机组的输出功率接近于 0，如图 9a～图 9c所示，此时风力机组仅“虚接”在电网中，但这种“虚接”方式仍优于传统的将机组切除的保护模式，一旦系统电压恢复，“虚接”机组可快速平滑地并入电网。

5 结论

理论分析和仿真试验表明：双馈电机提供的短路电流大小以及衰减特性与传统的同步电机相比存在较大差异，电机本体Crowbar保护的动作行为以及励磁控制方式对短路电流特性有重大影响，使得短路电流具有“多态”性的变化特征，能够给传统的继电保护运行带来新的理论和技术问题。

本文提出的新型复合电流-电压保护，考虑了双馈电机“多态”故障特性对保护的影响，提高了并网联络线故障时保护动作的可靠性，并能较好满足外部配电网故障时风电厂低压穿越运行的应用要求，是对传统保护技术的优化与拓展。

[1]内蒙古电力公司 2009-39号文件. 内蒙古风电场接入电网规定技术规定[S].

[2]宋任峰, 李时莹. 德国电网规程对风力机联网及运行的要求[J]. 国际电力, 2005, 9(6): 20-23.Song Renfeng, Li Shiying. Grid code requirements concerning and operation of wind turbines in Germany[J]. International Electric Power for China,2005, 9(6): 20-23.

[3]关宏亮, 赵海翔, 王伟胜, 等. 风电机组低电压穿越功能及其应用[J]. 电工技术学报, 2007, 22(10):173-177.Guan Hongliang, Zhao Haixiang, Wang Weisheng, et al. LVRT capability of wind turbine generator and its application[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2007, 22(10): 173-177.

[4]贺益康, 周鹏. 变速恒频双馈异步风力发电系统低电压穿越技术综述[J]. 电工技术学报, 2009, 24(9):140-146.He Yikang, Zhou Peng. Overview of the low voltage ride-through technology for variable speed constant frequency doubly fed wind power generation systems [J].Transactions of China Electrotechnical Society, 2009,24(9): 140-146.

[5]马小亮. 风力发电机组的电气控制[J]. 电工技术学报, 2006, 21(6): 11-16.Ma Xiaoliang. Electrical control systems of wind turbine generators[J]. Transactions of China Electro technical Society, 2006, 21(6): 11-16.

[6]严干贵, 王茂春. 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(79): 98-104.Yan Gangui, Wang Maochun. Modeling of grid-connected doubly-fed induction generator for reactive power static regulation capacity study [J].Transactions of China Electrotechnical Society, 2008,23(79):98-104.

[7]叶宗彬, 李浩. 双三电平双馈电机控制系统[J]. 电工技术学报,2009,24(6): 25-29.Ye Zongbin, Li Hao. Control system of dual three-level doube-fed induction motor [J].Transactions of China Electrotechnical Society, 2009,24(6): 25-29.

[8]王晓波, 严干贵, 郑太一, 等. 双馈感应风电机组联网运行仿真及实证分析[J]. 电力系统自动化,2008, 32(7): 87-90.Wang Xiaobo, Yan Guigan, Zhen Taiyi, et al.Simulation and experimental analysis on the grid connected doubly fed induction generator wind turbines [J]. Automation of Electrical Power System,2008, 32(7): 87-90.

[9]Johan Morren. Short-circuit current of wind turbines with doubly-fed induction generator [J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2007, 22(1):174-180.

[10]关宏亮, 戴慧珠. 风力发电机组对称短路特性分析[J]. 电力自动化设备, 2008, 28 (1): 61-64.Guan Hongliang, Dai Huizhu. Analysis of short-circuit current of wind power machine [J].Electric Power Automation Equipment, 2008, 28(1):61-64.

[11]张保会, 郝治国. 智能电网继电保护研究的进展(三)—功能保护的的发展[J]. 电力自动化设备, 2010,30(3): 1-6.Zhang Baohui, Hao Zhiguo. Development of relay protection for smart grid(3): development of protection function [J]. Electric Power Automation Equipment, 2010, 30(3): 1-6.

[12]张保会, 郝治国. 智能电网继电保护研究的进展(二)—保护配合方式的发展[J]. 电力自动化设备,2010, 30(2): 1-6.Zhang Baohui, Hao Zhiguo. Development of relay protection for smart grid(2): development of protection cooperation mode [J]. Electric Power Automation Equipment, 2010, 30(2): 1-6.

[13]Pena R, Clare J C, Asher G M. Doubly fed induction generator using back-to-back PWM converters and its application to variable-speed wind-energy generation[J]. IEE Proceedings-Electric Power Applications,1996, 143(3): 231-241.

[14]李建林, 赵栋利, 李亚西, 等. 适合于变速恒频双馈感应发电机的crowbar对比分析[J]. 可再生能源,2006(5): 57-60.Li Jianlin, Zhao DongLi. Li Yaxi, et al. Analysis of Crowbar Protection scheme in the DIFG [J].Renewable Power 2006(5): 57-60.

[15]撖奥洋, 邓星, 文明浩, 等. 高渗透率下大电网应对微网接入的策略[J]. 电力系统自动化, 2010,34(1): 78-82.Han Aoyang, Deng Xing, Wen Minghao, et al.Strategy of large power system coping with accession of microgrid with high penetration [J]. Automation of Electrical Power System, 2010, 34(1): 78-82.