用于鄂温克电厂送出系统的SSDC设计与分析

余　耀，麻亚东

(内蒙古蒙东能源有限公司，内蒙古呼伦贝尔021512)

用于鄂温克电厂送出系统的SSDC设计与分析

余耀，麻亚东

(内蒙古蒙东能源有限公司，内蒙古呼伦贝尔021512)

摘要：针对鄂温克电厂送出系统存在的SSO风险，设计了基于PLL次同步信号提取方法的宽带SSDC，并通过PSCAD/EMTDC电磁暂态仿真分析了SSDC的SSO抑制效果。基于PLL提取HVDC整流侧交流母线电压信号中的次同步分量作为SSDC控制器的输入信号，采用频域校正法设计SSDC控制器传递函数，使其在幅频—相频特性上满足在较宽次同步频率范围内抑制SSO的相应要求。时域仿真结果表明，大扰动和小扰动下SSDC对SSO都具有明显的抑制效果，验证了设计的有效性。

关键词：次同步振荡；SSDC；PLL；频域校正法；时域仿真

中图分类号：TM712

文献标识码：A

DOI:10.3969/j.issn.1672-0792.2015.02.013

收稿日期：2014-11-18。

作者简介：余耀(1968-)，男，高级工程师，研究方向为电力系统的保护与控制，E-mail:510647583@qq.com。

Abstract：A wide-band SSDC based on PLL subsynchronous signal extraction method is designed to control the SSO risk of Ewenki plant transmission system, and further the effects of the SSDC are analyzed with PSCAD/EMTDC electromagnetic transient simulation. The subsynchronous component of HVDC rectifier AC bus voltage is extracted based on PLL signal extraction method as the input of the SSDC control system. The transfer function is designed based on the frequency correction algorithm to meet the amplitude-frequency and phase-frequency requirements of controlling SSO in a wide range of sub-synchronous frequency. The result of time-domain simulation indicates that SSDC can control the SSO effectively under both big and small disturbances and verifies the effectiveness of the design.

Keywords：subsynchronous oscillation (SSO); SSDC; PLL; frequency correction algorithm; time-domain simulation

0引言

当发电机组通过高压直流输电系统(HVDC)外送功率时，会引发机组轴系的次同步振荡问题(Subsynchronous Oscillation，SSO)，威胁机组轴系安全[1~4]。为解决直流引起的机组次同步振荡问题，目前国内在HVDC整流侧都会配有SSDC作为网侧抑制措施对SSO进行抑制[5~15]，但在一些实际工程中SSDC出现了无法启动而不能产生抑制效果的问题，所以有必要对SSDC的设计及抑制能力进行研究。我国蒙东地区的鄂温克电厂功率经交直流并列系统外送，存在次同步振荡风险，通过对呼辽直流的SSDC进行设计来抑制机组的次同步振荡问题。

1鄂温克送出系统及其次同步振荡问题

神华国能内蒙古蒙东能源有限公司(即鄂温克电厂)现有2×600 MW汽轮发电机组，电厂位于呼伦贝尔煤电基地，通过±500 kV呼辽直流、500 kV伊冯交流串补线路向东北电网送电，鄂温克电厂送出系统如图1所示。呼盟煤电机组有鄂温克、呼伦贝尔、伊敏3个大型火力发电厂。伊敏发电厂一期2×500 MW、二期2×600 MW机组通过500 kV伊冯双回线接入东北电网冯屯变电站，线路全长约378 km，中间有一段约190 km的同杆并架线路，双回线上加装固定串补及可控串联补偿装置，补偿度按15%可控串补+30%固定串补装设。伊敏电厂三期机组2×600 MW、呼伦贝尔机组(宝日希勒发电机组)2×600 MW、鄂温克机组2×600 MW主要通过呼辽直流工程送出功率，直流工程设计容量为3 000 MW，送电距离为908 km，直流输电电压选择为±500 kV，直流输电一端为内蒙古伊敏换流站，另一端为辽宁穆家换流站。

由于呼伦贝尔煤电基地送出系统中既有直流输电整流站又有可控串补线路，因此地区内各发电厂机组均存在发生次同步振荡的风险，因此，有必要对呼辽直流整流侧配备的SSDC进行详细的设计，并分析其抑制效果。

2网侧SSDC抑制原理及设计

SSDC首先由美国电力研究院(EPRI)提出用对HVDC引发的SSO进行抑制[16]，其基本原理就是为汽轮发电机组轴系在次同步频率点处提供额外的正电气阻尼[6]，从而达到抑制效果。如图2所示，SSDC对模态频率信号进行提取，通过附加在整流侧定电流控制器的通路，对发电机提供附加电磁转矩ΔTSSDC。通过适当的SSDC参数配置，此转矩会在次同步频处为机组提供正电气阻尼，达到对次同步振荡的抑制作用。

图2　SSDC作用示意图

网侧SSDC的设计主要包括结构选取、输入信号选择提取及传递函数设计3个主要环节，其中信号提取和传递函数的设计是研究的重点。

2.1　结构选择

现有的SSDC结构主要分为两类：窄带SSDC与宽带SSDC。

窄带SSDC原理是采取分模态的思想，通过带通滤波器将所需模态信号从输入信号中分别进行提取。此方法虽然能单独对每个模态进行较为精确提取并抑制，但实际工程中HVDC整流站附近存在较多发电机组时，若分别对每个模态进行提取与抑制会使控制系统十分复杂，故实际工程中多采取宽带SSDC的方式进行设计。

宽带SSDC是在需要关注的次同步频范围内，同时对所有模态进行补偿。在SSDC起作用的次同步频段内需要对每一个次同步频率模态提供恰当的相位校正和增益，所以宽带SSDC设计需要比较细致的优化算法。宽带SSDC对某些机组严重的扭振模态提供正阻尼，相对于窄带SSDC提供不多，但会对系统中所有的发电机组的阻尼有提升作用。宽带SSDC的结构示意图如图3所示。

图3　宽带SSDC结构示意图

2.2　输入信号选择及提取

SSDC的输入信号应包含频率信息，通常可以采取的信号包括轴系转差、换流站母线电压、母线电流、功率等。同时，作为抑制HVDC引发SSO问题的SSDC，其输入信号应具备可实现性和有效性的特征[12]。考虑到转速差信号会由于远距离传输和多机组相互影响存在较大干扰，换流站母线电流、功率则存在较大的波动性，不适合作为输入信号，HVDC整流侧母线电压信号易于采集，同时母线电压不存在较大波动，符合以上可实现性与有效性两个指标，故采取HVDC整流侧交流母线电压信号作为输入信号。

工程实际中，即使是发生较为严重的SSO，母线电压中次同步分量仍远小于工频分量，当发生小扰动时，次同步信号容易淹没在噪声中难以提取，为SSDC对次同步信号的检测能力造成极大的影响，所以信号提取环节是SSDC设计中的关键与难点。

SSDC的信号提取环节需要满足以下3个基本条件：

(1)信号提取时应尽量在排除噪音的同时对次同步信号进行提取，以达到良好的抑制效果。

(2)信号提取后的信号应能正确反映系统的状态，即正常情况下无输出，SSO发生时有输出，同时能体现SSO发生的剧烈程度。

(3)SSDC信号提取自交流侧，输出至直流侧，由于HVDC整流站两侧直流交流会发生频率变换，故信号提取过程中应同样实现对提取信号频率的转换。

由以上分析，选择采取母线电压信号作为信号提取环节输入信号，电压频率偏差作为输出，则对于频率偏差的测量成为了此环节的关键。根据3个基本条件对DFT、去调制、基于PLL提取方法进行比较，基于PLL的提取方法虽然测量精度略低，但它可实现在信号提取的同时完成频率转换，同时可以在避免滤波器带来的干扰的同时达到对信号提取较好的效果，所以选取基于PLL的提取方法作为SSDC的信号提取方法，图4为所设计基于PLL的提取方法示意图。

图4　基于PLL信号提取示意图

如图4所示，此部分主要由两部分构成，第一部分为通过PLL对HVDC整流侧交流母线电压进行锁相，得到电压相角θ0，此部分主要完成对母线电压信号中次同步频信号的提取；第二部分以θ0为dq变换角进行abc-dq变换，最终Uq取作为输出信号，此部分主要完成对所提取次同步信号频率的转换，具体过程如下所示。

PLL输入为三相母线电压信号，令母线电压信号为：

(1)

式中：Um为母线电压幅值；θ1=ω1t+φ1为实际相位；ω1为实际频率；φ1为母线电压A相初相角。PLL对母线电压进行锁相，输出θPLL=ω0t+φPLL，ω0为工频50 Hz，φPLL为锁相环输出相位。由PLL工作原理可知，稳态时，测量相位与实际相位之间满足关系θPLL=θ1；发生故障时，θPLL≠θ1，但由于次同步分量通常较小，故可近似认为θPLL≈θ1。

PLL输出相位输出至下一环节，母线电压以此输出相位为abc-dq变换角进行变换，abc-dq变换如下所示。

(2)

2.3　传递函数设计

SSDC传递函数的目的是对提取信号进行数学处理，从而实现对次同步振荡的抑制作用，故传递函数的设计同样关键。传递函数的设计主要采取解析法与频域校正两种方法，其中解析法基于线性化的状态方程，不适于有非线性元件的HVDC系统，不适合宽带SSDC设计。

频域校正法实际上是对相位的拟合，首先对在不同次同步频率点处所需补偿的相位进行求取，然后根据所得到的相频特性对传递函数进行设计。

传递函数需要满足两个基本条件：

(1)相位补偿应同时对所有模态进行补偿，传递函数在相频曲线上满足相应要求。

(2)传递函数的幅频特性需具有带通特性，务必使目标频率段幅值最大且基本一致，从而不被噪音干扰。

相位的拟合与幅频的带通特性是此环节的关键。相位拟合可采用测试信号法，这种方法无论对仿真模型还是实际现场都可以采用，具备工程实用价值。文献[18]中测试信号法的实现方法是在整流侧触发角控制信号上叠加一个模态频率的微小幅值输入信号，从而激发相应发电机的模态的次同步振荡，然后通过对Δω和ΔTe的相位进行比较来确定需补偿相位大小。然而此方法中Δω和ΔTe难以直接获得，需要通过其他参数求取，故本文对此进行简化处理，同样输入小信号后，当母线电压信号经过频率转换后，输出相同模态频率的输出信号，直接对比输入小信号与此输出信号的相位差便可求取最佳补偿相位。SSDC控制器需要对该模态信号移相，使之与输入信号反相位。依次分别对需要控制的模态信号做开环测试，找出对应各个模态频率的SSDC控制器最佳移相角度，如表1所示。为达到较好的SSO抑制效果，SSDC控制器传递函数相频特性必须满足在各模态频率下的幅值与待补偿相位近似相等。

所设计传递函数的幅频带通特性同样是一项重要的评价指标。为了使所研究控制系统具有较高的稳定裕度，可令传递函数的开环对数幅频特性在其截止频率处的斜率为-20 dB/dec；而从系统具备较强的噪音中辨识信号的能力角度出发，则希望其在截止频率处的斜率小于-40 dB/dec[11]。

针对鄂温克电厂送出系统设计伊敏整流站的SSDC，在伊敏HVDC整流侧设计宽带SSDC，结构如图3所示。

SSDC传递函数为：

表1　SSDC相位补偿列表

图5　SSDC幅频—相频图

传递函数的幅频—相频特性如表1和图5所示，相位上，在次同步模态频率上，相频特性接近最佳相移目标；幅值上，在高频段，幅值斜率小于-90 dB/dec，有效地抑制了高频噪声；在目标频率段，幅值基本保持一致；在低频段，斜率达到40 dB/dec，阻断了低于次同步模态频率的低频信号，满足SSDC设计要求。

3SSDC设计效果仿真验证

为验证设计SSDC的有效性，利用PSCAD/EMTDC工具对SSDC抑制效果进行仿真，对大扰动、小扰动的不同工况以及SSDC不同增益情况进行了仿真分析。

(1)大扰动仿真

设置仿真时间为20 s，对SSDC未投入、SSDC增益为1/2、SSDC增益为1的情况分别进行仿真计算，鄂温克、伊敏二期、呼贝机组的仿真曲线分别如图6、图7、图8所示，各机组分模态衰减率见表2。

(a)鄂温克　　　　　　(b)伊敏二期

(c)伊敏三期　　　　　　(d)呼贝　图6　SSDC未投入时机组模态图

(a)鄂温克　　　　　　(b)伊敏二期

(a)鄂温克　　　　　　(b)伊敏二期

(c)伊敏三期　　　　　　(d)呼贝图8　SSDC增益为1时机组模态图

鄂温克伊敏二期伊敏三期呼贝无SSDC-0.1723-0.1872-0.1204-0.0519-0.1965-0.0892-0.1466-0.0388SSDC增益为1/2-0.2513-0.2341-0.2146-0.0896-0.3099-0.1385-0.2800-0.0796SSDC增益为1-0.4705-0.3852-0.4499-0.1712-0.6598-0.2602-0.5649-0.2001

对比图6和图7可知，施加SSDC后各模态转速差收敛加快；对比图7和图8可知，增大SSDC增益后，各模态转速差收敛速度更快。表2中计算鄂温克机组在SSDC不投入、增益为1/2、增益为1时模态一衰减率的绝对值分别为0.172 3,0.251 3,0.470 5，随着SSDC的投入以及增益的增大，鄂温克机组模态一衰减率明显提高，说明SSO得到了有效抑制，其他电厂机组各模态趋势相同，验证了大扰动下设计的SSDC对系统中各发电机组的SSO问题都具有良好的抑制作用。

(2)小扰动仿真

设置仿真时间为15 s，针对鄂温克电厂送出系统在4 s时刻整流侧交流母线处注入次同步电流以模拟小扰动情况，故障持续至仿真结束。分别对SSDC未投入、SSDC增益为1/2、SSDC增益为1进行仿真计算，鄂温克、伊敏二期、呼贝机组的仿真曲线分别如图9、图10、图11所示，各机组分模态幅值见表3。

(a)鄂温克　　　　　　(b)伊敏二期

(c)伊敏三期　　　　　　(d)呼贝图9　SSDC未投入时机组模态图

(a)鄂温克　　　　　　(b)伊敏二期

(c)伊敏三期　　　　　　(d)呼贝图10　SSDC增益为1/2时机组模态图

(a)鄂温克　　　　　　(b)伊敏二期

(c)伊敏三期　　　　　　(d)呼贝图11　SSDC增益为1时机组模态图

鄂温克伊敏二期伊敏三期呼贝无SSDC0.4230.5510.3130.1530.3520.1620.2510.699SSDC增益为1/20.3440.4260.1980.1260.2140.1330.2030.561SSDC增益为10.2930.3590.130.0950.1410.10.1510.379

比较表3数据可知，以鄂温克电厂模态一为例，在SSDC投入、增益为1/2、增益为1情况下，机组模态一幅值分别为0.423,0.344,0.293，未加入SSDC时各模态幅值最大，加入SSDC后，各模态幅值明显减小，增大SSDC增益后，各模态最大值也得到减小，其他电厂各模态振荡幅值具有相同规律，验证了小扰动下设计的SSDC的有效性。

另外，SSDC增益越大，SSDC对HVDC引发SSO的抑制效果越好，但是考虑到系统稳定性问题以及输出限幅，SSDC比例系数不宜选得太大。

4结论

针对鄂温克电厂存在的SSO风险，对作为网侧抑制措施的呼辽直流整流侧SSDC进行了详细的设计，使其能够对鄂温克电厂送出系统中的所有机组SSO问题有较好的抑制效果。

宽带SSDC的设计难点在于次同步信号的提取和传递函数的设计。本文采用基于PLL的提取方法，可以实现在信号提取的同时完成频率转换，同时可以避免滤波器带来的干扰，达到较好的信号提取效果。采用频域校正法设计SSDC控制器传递函数，在幅频特性和相频特性上满足在较宽的次同步频率范围内抑制SSO的相应要求。

通过PSCAD/EMTDC时域仿真在大扰动、小扰动的不同工况以及SSDC不同增益情况下的SSO抑制效果进行了对比，结果表明，设计的SSDC在大扰动和小扰动下均对鄂温克送出系统的各发电机组具有较好的SSO抑制效果，而且在合理范围内，SSDC增益越大，抑制效果越明显。

参考文献:

[1]Subsynchronous Resonance Working Group of the System Dynamic Performance Subcommittee. Reader’s guide to subsynchronous resonance[J]. Transactions on Power Systems,1992,7(1): 150-157 .

[2]Piwko R J ，Larsen E V．HVDC system control for damping of subsynchronous oscillations[J]．IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems，1982，101(7) ：2203- 2211．

[3]齐阳. 多HVDC输电系统SSO抑制措施的协调控制研究[J]. 中国电力,2014,47(4):108-112.

[4]李立涅，洪潮．贵广二回直流输电系统次同步振荡问题分析[J]．电力系统自动化，2007 ，31(7)：90-93．

[5]李伟,韩伟强,肖湘宁. 直流附加阻尼控制抑制电力系统次同步振荡[J]. 南方电网技术,2013,(2):26- 30.

[6]Rauhala T, Jarventausta P. On feasibility of SSDC to improve the effect of HVDC on subsynchronous damping on several lower range torsional oscillation modes[C]. IEEE Power and Energy Society General Meeting, 2010: 1-8.

[7]高本锋, 赵成勇, 肖湘宁, 等. 高压直流输电系统附加次同步振荡阻尼控制器的设计与实现[J]. 高电压技术, 2010, 36(2): 501-506.

[8]李宽,李兴源,赵睿,等. 基于混沌优化算法的高压直流次同步阻尼控制器的设计[J]. 华东电力,2012,40(4):580-585.

[9]董柏锋,李周,万秋兰. 基于SEDC和SSDC抑制HVDC系统SSO的研究[J]. 电力系统保护与控制,2011,39(9):77-82.

[10]唐酿,肖湘宁,李伟,等. HVDC附加次同步阻尼控制器设计及其相位补偿分析[J]. 高电压技术,2011,37(4):1015-1021.

[11]曹镇,石岩,蒲莹,等. 呼辽±500 kV直流工程送端系统次同步振荡仿真分析[J]. 电网技术,2011,35(6):107-112.

[12]刘翀,穆清,蒋卫平,等. 呼辽直流工程次同步振荡的数模混合仿真[J]. 电网技术,2011,35(10):47- 52.

[13]张望, 曹森, 郭宏光, 等. SSR阻尼控制器在高岭背靠背直流工程中的应用[J]. 电力系统保护与控制, 2009, 37(15): 27-32.

[14]肖湘宁,张剑,高本锋,等. 多电厂频繁低幅次同步振荡的现象模拟及抑制措施研究[J]. 中国科学:技术科学,2013,(8):930-942.

[15]Piwko R J,Larsen E V. HVDC System Control for Damping Subsynchronous Oscillation, EPRI-EL-2708[R]. 1982.

[16]张帆, 徐政. 直流输电次同步阻尼控制器的设计[J]. 电网技术, 2008,32(11): 13-17.

[17]冯煜尧, 洪潮, 杨煜, 等. 高压直流系统附加次同步阻尼控制器的综合设计[J]. 华东电力, 2008, 36(5): 53-56.

Design and Analysis of SSDC for Ewenki Plant Transmission System

Yu Yao,Ma Yadong

(Inner Mongolia East Energy Co.Ltd,Hulun Buir 021512,China)

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