120
р
е
л
е
й
н
а
я
з
а
щ
и
т
а
и
а
в
т
о
м
а
т
и
к
а
релейная защита и автоматика
Исследование влияния
ветроэлектростанции
на базе асинхронного
генератора двойного питания
на функционирование
дистанционной защиты
УДК
621.316.9:621.311.24
Внедрение
возобновляемых
источников
энергии
в
зависимости
от
их
вида
и
наличия
в
их
составе
устройств
силовой
электро
-
ники
может
приводить
к
изменению
электрических
режимов
сетей
,
меняя
условия
функционирования
вторичного
оборудо
-
вания
.
В
статье
рассматриваются
особенности
и
режимы
рабо
-
ты
ветроэлектроустановок
на
базе
асинхронного
генератора
двойного
питания
и
результаты
исследования
их
влияния
на
работу
дистанционной
защиты
,
полученные
с
применением
разработанной
динамической
модели
ветроустановки
и
приле
-
жащей
электрической
сети
.
В
модели
учтены
основные
особен
-
ности
режимов
работы
преобразователя
установки
и
системы
его
управления
.
Показана
необходимость
учета
особенностей
функционирования
ветроустановок
при
расчете
токов
КЗ
и
вы
-
боре
параметров
срабатывания
защиты
,
а
также
включения
соответствующих
требований
в
нормативные
документы
.
С
овременные
ветроэлектроустановки
(
ВЭУ
) —
сравнительно
новые
элементы
в
энергосисте
-
ме
России
.
Вследствие
того
,
что
в
схемах
их
подключения
к
электрической
сети
,
как
пра
-
вило
,
используются
элементы
силовой
электроники
,
составляющие
токов
коротких
замыканий
от
ВЭУ
по
значениям
и
гармоническому
составу
могут
значи
-
тельно
отличаться
от
токов
в
сети
с
традиционными
электростанциями
.
Внедрение
ВЭУ
может
значительно
изменять
усло
-
вия
функционирования
релейной
защиты
в
прилежа
-
щей
сети
,
в
частности
,
дистанционных
защит
,
широ
-
ко
применяемых
в
качестве
основных
и
резервных
защит
на
отходящих
от
ветроэлектростанций
линиях
электропередачи
35–220
кВ
[1].
Распространенным
типом
ВЭУ
«
мегаваттного
»
класса
в
настоящее
время
являются
установки
на
базе
асинхронного
генератора
двойного
питания
(
АГДП
, DFIG — Double Fed Induction Generator).
Та
-
кие
установки
выпускаются
ведущими
фирмами
-
разработчиками
оборудования
для
ветроэнергетики
:
Vestas, Siemens, Gamesa [2].
ОСОБЕННОСТИ
И
РЕЖИМЫ
РАБОТЫ
ВЭУ
НА
БАЗЕ
АГДП
Схема
подключения
ВЭУ
на
базе
АГДП
приведена
на
рисунке
1.
В
составе
ВЭУ
используется
асин
-
хронная
машина
с
фазным
ротором
.
Статор
машины
подключается
к
сети
напрямую
;
ротор
—
через
ре
-
Нудельман
Г
.
С
.,
к
.
т
.
н
.,
профессор
,
заведующий
кафедрой
ТОЭ
и
РЗА
ФГБОУ
ВО
«
ЧГУ
им
.
И
.
Н
.
Ульянова
»,
заместитель
генерального
директора
по
научной
работе
ОАО
«
ВНИИР
»
Наволочный
А
.
А
.,
к
.
т
.
н
.,
доцент
кафедры
ТОЭ
и
РЗА
ФГБОУ
ВО
«
ЧГУ
им
.
И
.
Н
.
Ульянова
»,
заведующий
сектором
Центра
НТИ
ФГБОУ
ВО
«
НИУ
«
МЭИ
»
Онисова
О
.
А
.,
к
.
т
.
н
.,
доцент
кафедры
ТОЭ
и
РЗА
ФГБОУ
ВО
«
ЧГУ
им
.
И
.
Н
.
Ульянова
»,
заведующий
сектором
Центра
НТИ
ФГБОУ
ВО
«
НИУ
«
МЭИ
»
Смирнов
С
.
Ю
.,
научный
сотрудник
ОАО
«
ВНИИР
»
Ключевые
слова
:
дистанционная
защита
,
ветроэлектростанция
,
АГДП
,
моделирование
энергосистем
121
версивный
преобразователь
(AC-
DC-AC),
как
правило
,
на
основе
IGBT-
транзисторов
,
управляемый
широтно
-
импульсной
модуляцией
(
ШИМ
).
Мощность
преобразовате
-
ля
составляет
30–50%
мощности
АГДП
[3].
Скольжение
ротора
гене
-
ратора
может
изменяться
в
преде
-
лах
от
–30…–50% (
подсинхронная
скорость
)
до
+30…+50% (
сверх
-
синхронная
скорость
).
Система
автоматического
управления
(
САУ
)
преобразователем
обеспечивает
регулирование
частоты
,
значения
и
фазы
тока
в
цепи
ротора
(
тока
возбуждения
)
и
поддержание
за
-
данных
значений
активной
и
реак
-
тивной
мощности
генератора
.
Для
защиты
элементов
полупроводни
-
кового
преобразователя
от
пере
-
напряжений
и
теплового
пробоя
при
протекании
больших
токов
ис
-
пользуются
шунтирующие
резисторы
в
цепи
ротора
(Crowbar Protection)
и
в
цепи
постоянного
тока
(DC-
Chopper).
На
рисунке
2
представлена
обобщенная
кривая
тока
подпитки
от
ВЭУ
на
базе
АГДП
в
режиме
близ
-
кого
симметричного
КЗ
.
Действующее
значение
тока
в
начальный
момент
времени
определяется
преиму
-
щественно
сопротивлением
генератора
и
составляет
(4…6)
I
НОМ
(
здесь
I
НОМ
—
номинальный
ток
генера
-
тора
);
ток
снижается
до
некоторого
установившего
-
ся
значения
примерно
за
2–3
периода
(40–60
мс
);
установившееся
значение
тока
КЗ
обусловлено
на
-
личием
питания
со
стороны
обмотки
ротора
и
,
как
правило
,
не
превышает
(1…1,5)
I
НОМ
[4, 5].
В
то
же
время
следует
заметить
,
что
характер
тока
АГДП
в
значительной
степени
зависит
от
функционирова
-
ния
системы
управления
полупроводниковым
пре
-
образователем
,
алгоритма
функционирования
и
ре
-
ализации
технологических
защит
преобразователя
.
Так
,
близкие
КЗ
могут
приводить
к
срабатыванию
защиты
полупроводникового
преобразователя
;
при
этом
и
форма
,
и
значение
токов
АГДП
изменяются
.
При
срабатывании
защиты
цепь
ротора
замыкается
на
активное
сопротивление
,
величина
которого
,
как
правило
,
на
порядок
больше
активного
сопротивле
-
ния
ротора
;
это
приводит
к
уменьшению
начального
значения
тока
КЗ
и
к
уменьшению
времени
затуха
-
ния
периодической
слагающей
тока
статора
.
РАЗРАБОТКА
МОДЕЛИ
ВЭУ
НА
БАЗЕ
АГДП
Схема
подключения
исследуемой
ветроэлектростан
-
ции
(
ВЭС
)
к
сети
представлена
на
рисунке
3.
ВЭС
состоит
из
двенадцати
ВЭУ
суммарной
мощностью
30
МВт
(12×2,5
МВт
)
и
связана
с
энергосистемой
ли
-
ниями
электропередачи
110
кВ
.
Основные
параме
-
тры
генераторов
ВЭУ
и
прилежащей
сети
приведены
в
таблице
1.
Для
исследования
влияния
ВЭС
на
функциони
-
рование
защит
необходима
разработка
детальной
динамической
модели
ВЭУ
,
позволяющей
воспро
-
Рис
. 2.
Обобщенный
график
изменения
действующего
значения
тока
подпитки
КЗ
от
ВЭУ
на
базе
АГДП
Табл
. 1.
Параметры
исследуемой
энергосистемы
Параметр
Значение
Асинхронные
генераторы
с
двойным
питанием
G1-G12
Номинальная
активная
мощность
,
МВт
2,5
Номинальное
напряжение
статора
,
кВ
0,65
Повышающие
трансформаторы
T3.1-T3.12
Номинальная
полная
мощность
,
МВА
4
Номинальное
напряжение
обмотки
ВН
/
НН
,
кВ
10,5/0,65
Повышающие
трансформаторы
T1-T2
Номинальная
полная
мощность
,
МВА
25
Номинальное
напряжение
обмотки
ВН
/
НН
,
кВ
115/10,5
Линия
электропередачи
W2.1/W2.2
Марка
провода
АС
-185/29
Длина
линии
,
км
10
Линия
электропередачи
W1
Марка
провода
АС
-185/29
Длина
линии
,
км
30
Рис
. 1.
Схема
подключения
ВЭУ
на
базе
АГДП
к
электрической
сети
I
,
о
.
е
.
t
I
уст
4
6
1
1,5
40
60
мс
АГДП
Внешняя
се
ть
Защита
в
цепи
ротора
R
cb
C
L
L
M
R
САУ
преобразователя
«
сетевой
»
стороны
САУ
ветротурбины
САУ
преобразователя
«
генераторной
»
стороны
Защита
в
цепи
постоянного
тока
~/=
=/~
№
3 (72) 2022
122
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА
И АВТОМАТИКА
изводить
электромагнитные
переходные
процессы
;
при
этом
(
если
исследуется
поведение
защит
,
уста
-
новленных
на
стороне
110
кВ
)
допустимо
двенадцать
ВЭУ
представить
одной
эквивалентной
установкой
.
В
модели
необходимо
учитывать
особенности
режи
-
мов
работы
преобразователя
в
цепи
ротора
,
влияние
на
характеристики
переходных
процессов
системы
управления
преобразователем
и
технологических
защит
преобразователя
.
Следует
заметить
,
что
подходы
к
организации
сис
-
темы
управления
и
алгоритмы
технологических
за
-
щит
могут
значительно
различаться
для
конкретных
ВЭУ
.
С
учетом
этого
разрабатываемая
модель
ори
-
ентирована
на
то
,
чтобы
отразить
наиболее
общие
элементы
конструкции
и
особенности
ВЭУ
на
базе
АГДП
,
проиллюстрировать
возможное
влияние
ВЭУ
этого
типа
на
функционирование
релейной
защиты
.
Принцип
действия
АГДП
основан
на
взаимодей
-
ствии
токов
ротора
с
полем
в
воздушном
зазоре
элек
-
трической
машины
;
при
этом
за
счет
регулирования
значений
и
фаз
токов
ротора
осуществляется
изме
-
нение
режимов
работы
генератора
.
Регулирование
выполняется
системой
автоматического
управления
путем
воздействия
на
преобразователи
со
стороны
электрической
сети
и
со
стороны
ротора
генератора
.
Основная
задача
управления
преобразователем
со
стороны
ротора
генератора
—
регулирование
актив
-
ной
и
реактивной
мощности
электрической
машины
,
преобразователем
со
стороны
электрической
сети
—
поддержание
заданного
значения
напряжения
на
ем
-
кости
в
звене
постоянного
тока
независимо
от
значе
-
ния
и
направления
мощности
через
преобразователь
.
В
модели
САУ
используется
векторный
принцип
регулирования
[6],
основанный
на
преобразовании
электрических
величин
из
трехфазной
системы
ко
-
ординат
«AB
С
»
в
двухфазную
систему
«dq».
Упрощенная
схема
реализованной
системы
ре
-
гулирования
преобразователем
со
стороны
ротора
приведена
на
рисунке
4.
Ось
«d»
системы
координат
«dq»
ориентирована
по
вектору
потокосцепления
статора
;
при
этом
составляющие
токов
ротора
по
осям
«d»
и
«q»:
i
i
dr
qr
sl
sl
sl
sl
⎛
⎝
⎜
⎞
⎠
⎟ = −
⎛
⎝
⎜
⎞
⎠
⎟
2
3
1
0
1 2
3
1
cos
cos
sin
sin
/
/
/
2
3 2
−
⎛
⎝
⎜⎜
⎞
⎠
⎟⎟
⎛
⎝
⎜
⎜
⎜
⎞
⎠
⎟
⎟
⎟
/
i
i
i
ar
br
cr
2
θ
θ
θ
θ
,
где
i
ar
,
i
br
,
i
cr
—
фазные
токи
ротора
;
sl
=
s
–
r
—
угловое
положение
вращающейся
системы
коорди
-
нат
относительно
потокосцепления
статора
(«
угол
скольжения
»).
Уравнения
равновесия
для
напряжений
в
конту
-
рах
ротора
в
системе
координат
«dq»:
u
R i
L
di
dt
u
u
R i
L
di
dt
L
L L
u
dr
r dr
r
dr
dq
qr
r qr
r
qr
u
qd
s
r
=
+
+
=
+
+
= −
σ
σ
σ
1
0
2
dq
sl
sl
r q
m
dr
r
rl
s
sl
m
L i
i
L
L
L L
L
L L
=
=
+
=
+
=
ω σ
ω
)
L
s
L
0
2
−
u
qd
+
i
, (1)
где
R
r
—
активное
сопротивление
цепи
ротора
;
L
0
—
индуктивность
ветви
намагничивания
;
L
rl
—
индуктивность
рассеяния
ротора
;
L
sl
—
индуктив
-
ность
рассеяния
статора
;
i
m
—
ток
намагничивания
;
sl
=
s
–
r
—
частота
скольжения
ротора
.
После
преобразования
величин
в
систему
координат
«dq»
и
учета
компенсации
перекрестных
связей
между
регулируемыми
величинами
по
соответствующим
осям
в
соответствии
с
системой
уравнений
(1)
получаются
G1
T3.1
T3.4
T3.7
T3.10
G4
G7
G10
G5
G8
G11
G6
G9
G12
T3.5
T3.8
T3.11
T3.6
T3.9
T2
T1
10
кВ
110
кВ
ВЭС
ЭС
W2.2
W2.1
W1
T3.12
T3.2
T3.3
G2
G3
Рис
. 3.
Схема
исследуемой
энергосистемы
123
два
независимых
скалярных
регулятора
:
регулировани
-
ем
составляющей
тока
по
оси
«q»
осуществляется
из
-
менение
момента
,
регулированием
составляющей
тока
по
оси
«d» —
изменение
возбуждения
генератора
.
На
выходе
системы
управления
формируются
величины
,
пропорциональные
напряжениям
ротора
в
системе
ко
-
ординат
«dq».
Их
обратное
преобразование
в
систему
координат
«
АВС
»
выполняется
по
уравнениям
:
u
u
u
ar
br
cr
⎛
⎝
⎜
⎜
⎜
⎞
⎠
⎟
⎟
⎟
= −
−
/
1 2
1 2
/
⎛
⎝
⎜
⎜
⎜
⎞
⎠
⎟
⎟
⎟
3
/
−
2
3
/
2
sl
sl
−
⎛
⎝
⎜
⎞
⎠
⎟
cos
sin
θ
θ
sl
cos
θ
sl
sin
θ
⎛
⎝
⎜
⎞
⎠
⎟
u
u
dr
qr
.
Формирование
напряжений
,
прикладываемых
к
цепи
ротора
,
осуществляет
-
ся
с
использованием
широтно
-
импульсной
модуляции
(
ШИМ
).
Аналогичным
образом
по
-
строена
система
управления
преобразователем
со
стороны
сети
,
при
этом
система
двухфаз
-
ных
координат
«dq»
ориентиро
-
вана
в
соответствии
с
вектором
напряжения
статора
.
В
разработанной
модели
учи
-
тывается
наличие
защит
в
цепи
ротора
(
реагирует
на
превышение
токов
ротора
)
и
в
цепи
постоян
-
ного
тока
(
реагирует
на
превы
-
шение
напряжения
на
емкости
).
Срабатывание
защит
приводит
к
подключению
в
цепи
ротора
или
в
цепи
постоянного
тока
шунтиру
-
ющего
резистора
,
при
этом
систе
-
ма
управления
полупроводниковым
преобразователем
блокируется
.
Разработка
модели
ВЭУ
и
прилежащей
сети
вы
-
полнялась
в
программно
-
вычислительном
комплек
-
се
(
ПВК
) PSCAD (Manitoba Hydro International Ltd.,
Канада
).
Общий
вид
модели
приведен
на
рисунке
5.
ПЕРЕХОДНЫЕ
ПРОЦЕССЫ
ПРИ
КОРОТКИХ
ЗАМЫКАНИЯХ
В
СЕТИ
С
ВЭС
И
ИХ
ВЛИЯНИЕ
НА
ФУНКЦИОНИРОВАНИЕ
ДИСТАНЦИОННЫХ
ЗАЩИТ
В
процессе
исследования
моделировались
близкие
и
удаленные
КЗ
;
при
этом
менялся
исходный
режим
работы
ВЭУ
,
варьировалось
значение
шунтирующе
-
P
0
(
0
)
P
(
)
s
–
r
Q
0
(
U
0
)
Q
(
U
)
ПИ
-
регулятор
Преобразование
D, Q
A, B, C
Преобразование
A, B, C
D, Q
ПИ
-
регулятор
i
dr
0
i
qr
0
u
qd
u
dr
i
dr
i
ar
, i
br
, i
cr
i
qr
u
ar
u
a
шим
u
b
шим
u
c
шим
u
br
u
cr
u
qr
u
dq
C
L
L
L
Θ
s
–
Θ
r
Θ
s
–
Θ
r
Θ
s
–
Θ
r
Θ
r
Θ
s
d
/
dt
1/
L
0
i
m
s
i
ds
,
i
qs
i
as
,
i
bs
,
i
cs
u
ds
,
u
qs
u
as
,
u
bs
,
u
cs
ПИ
-
регулятор
Ш
И
М
Вычисление
потокосцепления
статора
s
,
угла
потоко
-
сцепления
Θ
s
Преобразование
A, B, C
D, Q
ПИ
-
регулятор
АГДП
Рис
. 5.
Общий
вид
модели
в
формате
ПВК
PSCAD
Рис
. 4.
Упрощенная
схема
системы
управления
преобразователем
со
стороны
ротора
№
3 (72) 2022
124
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА
И АВТОМАТИКА
го
сопротивления
в
цепи
ротора
.
Анализировалось
функционирование
дистанционных
защит
(
ДЗ
),
уста
-
новленной
на
ВЛ
110
кВ
со
стороны
ВЭС
.
Близкие
короткие
замыкания
,
сопровождающие
-
ся
значительным
снижением
напряжения
на
шинах
ВЭУ
,
как
правило
,
приводят
к
срабатыванию
защиты
в
цепи
ротора
и
шунтированию
цепи
полупроводни
-
кового
преобразователя
активным
сопротивлением
R
cb
.
В
таком
режиме
генератор
двойного
питания
функционирует
как
традиционный
неуправляемый
асинхронный
генератор
.
Вследствие
значительного
снижения
напряжения
на
выводах
статора
магнитное
поле
статора
(
или
его
значительная
часть
) «
останавливается
»
и
магнитный
поток
затухает
с
постоянной
времени
цепи
статора
.
Обмотка
ротора
создает
переменное
(
вращающееся
с
частотой
вращения
ротора
)
магнитное
поле
,
кото
-
рое
накладывается
на
постоянную
составляющую
магнитного
поля
статора
.
При
этом
ток
подпитки
от
АГДП
может
быть
описан
выражением
:
i
(
t
) =
U
X
R
e
e
t
s
s
cb
t
T
t
T
r
s
rcb
sin
(
)
sin
'
'
'
⋅
+
⋅
+ −
⋅
⎛
⎝
⎜
−
−
2
1
2
2
α
σ
⎜⎜
⎞
⎠
⎟⎟
, (2)
где
U
s
—
действующее
значение
напряжения
на
выво
-
дах
статора
в
начальный
момент
переходного
процес
-
са
;
—
фаза
напряжения
в
момент
возникновения
по
-
вреждения
;
X
'
s
—
переходное
индуктивное
сопро
-
тивление
статора
;
T
'
s
—
переходная
постоянная
времени
цепи
статора
;
T
'
rcb
—
переходная
постоян
-
ная
времени
цепи
ротора
с
учетом
шунтирующего
сопротивления
R
cb
;
T
'
rcb
=
;
L
'
r
—
переходная
индуктивность
рассеяния
ротора
.
Выражение
(2)
в
том
числе
иллюстрирует
,
что
срабатывание
защиты
в
цепи
ротора
приводит
к
сни
-
жению
максимального
тока
подпитки
от
АГДП
и
сни
-
жению
значения
постоянной
времени
цепи
ротора
.
Значение
шунтирующего
сопротивления
в
цепи
ро
-
тора
,
как
правило
,
находится
в
диапазоне
0,2...0,7
о
.
е
.
Чем
больше
сопротивление
подключаемого
рези
-
Фа
зные
токи
,
кА
1,25
1,00
0,75
0,50
0,25
0,00
–0,25
–0,50
–0,75
–1,00
3,00 3,10 3,20 3,30 3,40
t
, c
а
)
Основная
гармоник
а
то
ка
,
действ
ующ
ее
зна
чение
,
кА
1
0,5
0
3,00 3,10 3,20 3,30 3,40
t
, c
б
)
Основная
гармоник
а
то
ка
,
действ
ующ
ее
зна
чение
,
кА
1
0,5
0
3,00 3,10 3,20 3,30 3,40
t
, c
д
)
–4
–3 –2 –1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
в
)
Im (Z)
,
Ом
Re (Z)
,
Ом
Замеры
сопротивления
II
ст
упень
ДЗ
I
ступень
ДЗ
8
7
6
5
4
3
2
1
–1
–2
–4
–3 –2 –1 0 1 2 3 4 5 6 7 8
е
)
Im (Z)
,
Ом
Re (Z)
,
Ом
Замеры
сопротивления
II
ст
упень
ДЗ
I
ступень
ДЗ
8
7
6
5
4
3
2
1
–1
–2
г
)
Фа
зные
токи
,
кА
1,25
1,00
0,75
0,50
0,25
0,00
–0,25
–0,50
–0,75
–1,00
3,00 3,10 3,20 3,30 3,40
t
, c
Рис
. 6.
Функционирование
дистанционных
защит
при
близких
КЗ
:
а
,
б
,
в
—
мгновенные
значения
фазных
токов
,
действующее
значение
основной
гармоники
тока
,
замеры
дистанционных
органов
при
R
cb
= 0,2
о
.
е
.,
r
= 1,3
о
.
е
.;
г
,
д
,
е
—
мгновенные
значения
фазных
токов
,
действующее
значение
основной
гармоники
тока
,
замеры
дистанционных
органов
при
R
cb
= 0,7
о
.
е
.,
r
= 0,7
о
.
е
.
125
стора
,
тем
меньше
постоянная
времени
цепи
ротора
и
тем
быстрее
затухает
периодическая
составляю
-
щая
тока
подпитки
от
генератора
.
На
рисунках
6
а
и
6
г
приведены
графики
токов
при
трехфазном
КЗ
с
переходным
сопротивлением
0,1
Ом
вблизи
шин
ВЭС
на
стороне
110
кВ
,
получен
-
ные
с
использованием
разработанной
модели
ВЭУ
на
базе
АГДП
,
при
значениях
R
cb
0,2
и
0,7
о
.
е
.
и
ско
-
ростях
вращения
ротора
генератора
1,3
и
0,7
о
.
е
.
со
-
ответственно
.
В
первом
случае
(
при
минимальном
значении
шунтирующего
сопротивления
и
скорости
вращения
выше
синхронной
)
действующее
значение
основной
гармоники
тока
подпитки
от
АГДП
снижает
-
ся
до
нуля
за
время
более
200
мс
;
во
втором
случае
(
при
максимальном
значении
шунтирующего
сопро
-
тивления
и
скорости
вращения
меньше
синхрон
-
ной
) —
за
время
менее
100
мс
(
рисунки
6
б
и
6
д
).
На
рисунках
6
в
и
6
е
показаны
замеры
дистанцион
-
ных
органов
,
включенных
на
междуфазные
контуры
,
и
(
для
наглядности
)
характеристики
срабатывания
первой
и
второй
ступеней
дистанционной
защиты
ВЛ
110
кВ
.
В
первом
случае
замер
сопротивления
«
попадает
»
в
характеристику
быстродействующей
ступени
на
требуемое
для
срабатывания
время
.
Тем
не
менее
,
в
подобных
режимах
вследствие
быстро
-
го
снижения
тока
подпитки
от
АГДП
могут
отказать
в
срабатывании
резервные
ступени
защиты
,
имею
-
щие
выдержку
времени
.
Во
втором
случае
периоди
-
ческая
составляющая
тока
статора
снижается
еще
быстрее
,
при
этом
могут
отказать
в
срабатывании
и
быстродействующие
ступени
ДЗ
.
На
рисунке
7
приведены
фрагменты
осцилло
-
грамм
,
иллюстрирующие
функционирование
физи
-
ческого
образца
микропроцессорного
устройства
релейной
защиты
в
описанных
выше
режимах
.
В
первом
случае
срабатывает
первая
ступень
ДЗ
,
во
втором
случае
происходит
отказ
в
срабатывании
защиты
.
Удаленные
короткие
замыкания
,
не
сопрово
-
ждающиеся
значительным
снижением
напряжения
на
шинах
ВЭС
,
могут
не
приводить
к
срабатыванию
технологических
защит
полупроводникового
преоб
-
разователя
АГДП
.
При
этом
характер
и
форма
то
-
ков
подпитки
от
генератора
будут
в
значительной
степени
зависеть
от
алгоритмов
работы
и
параме
-
тров
настройки
системы
управления
преобразо
-
вателя
.
В
режимах
несимметричных
КЗ
при
некоторых
вариантах
настройки
системы
управления
подпит
-
ка
может
осуществляться
преимущественно
током
прямой
последовательности
,
что
окажет
влияние
на
работу
«
земляных
»
контуров
ДЗ
и
других
за
-
щит
,
реагирующих
на
симметричные
составляющие
тока
.
Как
отмечалось
выше
,
в
установившемся
режиме
повреждения
действующее
значение
тока
,
как
пра
-
вило
,
не
превышает
1,5
I
НОМ
.
Если
в
логике
ДЗ
пред
-
усмотрен
контроль
значения
тока
(
например
,
функ
-
цией
«
общий
критерий
повреждения
»),
то
выбор
уставки
по
току
исходя
из
условий
максимального
рабочего
режима
может
привести
к
отказу
в
сраба
-
тывании
защиты
при
КЗ
.
На
прав
ах
рек
ламы
№
3 (72) 2022
126
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА
И АВТОМАТИКА
Рис
. 7.
Осциллограммы
,
характеризующие
функционирование
терминала
релейной
защиты
при
близком
трехфазном
КЗ
:
а
)
при
R
cb
= 0,2
о
.
е
.,
r
= 1,3
о
.
е
.;
б
)
при
R
cb
= 0,7
о
.
е
.,
r
= 0,7
о
.
е
. (
пуск
1
ст
.
ДЗ
,
пуск
2
ст
.
ДЗ
,
пуск
3
ст
.
ДЗ
—
сиг
-
налы
пуска
первой
,
второй
и
третьей
ступеней
ДЗ
соответственно
;
сраб
. 1
ст
.
ДЗ
,
сраб
. 2
ст
.
ДЗ
,
сраб
. 3
ст
.
ДЗ
—
сигналы
отключения
от
первой
,
второй
и
третьей
ступеней
ДЗ
соответственно
)
Ток
фазы
А
Ток
фазы
B
Ток
фазы
C
Пуск
1
ст
.
ДЗ
Пуск
2
ст
.
ДЗ
Пуск
3
ст
.
ДЗ
Сраб
1
ст
.
ДЗ
Сраб
2
ст
.
ДЗ
Сраб
3
ст
.
ДЗ
0
0
0
t
сраб
. 1
ст
.
ДЗ
= 25
мс
937 969 1001 1033 1065 1097
t
,
м
c
а
)
t
пуск
3
ст
.
ДЗ
= 22
мс
931 963 995 1027
1059 1091
t
,
м
c
б
)
Ток
фазы
А
Ток
фазы
B
Ток
фазы
C
Пуск
1
ст
.
ДЗ
Пуск
2
ст
.
ДЗ
Пуск
3
ст
.
ДЗ
Сраб
1
ст
.
ДЗ
Сраб
2
ст
.
ДЗ
Сраб
3
ст
.
ДЗ
0
0
0
При
сохранении
во
время
режима
КЗ
электриче
-
ской
связи
АГДП
с
внешними
источниками
(
при
КЗ
с
переходным
сопротивлением
,
при
наличии
про
-
межуточной
подпитки
),
фазовые
соотношения
токов
и
напряжений
в
месте
установки
защиты
могут
быть
различными
(
в
зависимости
от
настройки
системы
управления
).
Это
может
привести
к
значительному
отличию
замера
сопротивления
защиты
от
фактиче
-
ского
сопротивления
до
места
повреждения
и
в
не
-
которых
случаях
—
к
некорректной
работе
направ
-
ленных
защит
.
В
целом
для
ДЗ
,
установленных
со
стороны
ВЭС
,
будет
характерным
следующее
—
изменение
факти
-
ческих
зон
действия
,
замедление
в
срабатывании
,
сложности
в
обеспечении
чувствительности
и
ка
-
скадное
(
после
отключения
связи
с
внешней
сетью
)
действие
.
На
рисунке
8
приведен
пример
режима
симме
-
тричного
КЗ
в
конце
зоны
действия
первой
ступени
ДЗ
с
переходным
сопротивлением
0,1
Ом
.
Замер
сопротивления
«
попадает
»
в
характеристику
сраба
-
тывания
через
140
мс
после
начала
КЗ
.
На
рисунке
9
показана
осциллограмма
,
полученная
при
испы
-
таниях
физического
образца
терминала
релейной
защиты
в
этом
же
режиме
—
срабатывание
быстро
-
действующей
ступени
ДЗ
также
происходит
пример
-
но
через
140
мс
.
а
)
Фа
зные
токи
,
кА
1
0,80
0,60
0,40
0,20
0,00
–0,20
–0,40
–0,60
–0,80
3,00 3,10 3,20 3,30 3,40
t
, c
Основная
гармоник
а
то
ка
,
действ
ующ
ее
зна
чение
,
кА
0,8
0,6
0,4
0,2
3,00 3,10 3,20 3,30 3,40
t
, c
б
)
–3 –2,5 –1,5 –0,8 0 0,8 1,5 2,3 3 3,8 4,5 5,3 6
в
)
Im (Z)
,
Ом
Re (Z)
,
Ом
Замеры
сопротивления
II
ст
упень
ДЗ
I
ступень
ДЗ
6
5,3
4,5
3,8
3
2,3
1,5
0,8
–0,8
–1,5
Рис
. 8.
Функционирование
дистанционных
защит
при
удаленном
трехфазном
КЗ
:
а
)
мгновенные
значения
фаз
-
ных
токов
;
б
)
действующее
значение
основной
гармони
-
ки
тока
,
в
)
замеры
дистанционных
органов
Ток
фазы
А
Ток
фазы
B
Ток
фазы
C
Пуск
1
ст
.
ДЗ
Пуск
2
ст
.
ДЗ
Пуск
3
ст
.
ДЗ
Сраб
1
ст
.
ДЗ
Сраб
2
ст
.
ДЗ
Сраб
3
ст
.
ДЗ
0
0
0
t
сраб
. 1
ст
.
ДЗ
= 140
мс
927 991 1055 1119 1183
t
,
м
c
Рис
. 9.
Осциллограммы
,
характеризующие
функциони
-
рование
терминала
релейной
защиты
при
удаленном
трехфазном
КЗ
127
ЛИТЕРАТУРА
/ REFERENCES
1. The impact of Renewable Energy
Sources and Distributed Genera-
tion on Substation Protection and
Automation. CIGRE Working Group
B5.34 Report. 2010. 233 p.
2.
Белей
В
.
Ф
.,
Никишин
А
.
Ю
.
Со
-
временные
ветроэнергетические
установки
в
составе
электроэнер
-
гетической
системы
//
Энергия
еди
-
ной
сети
, 2013,
№
5(10).
С
. 60–69 /
Beley V.F., Nikishin A.Yu. Modern
wind-driven power facilities integrat-
ed into the power system //
Energiya
yedinoy seti
[Uni
fi
ed Grid Energy],
2013, no. 5(10), pp. 60–69. (In Rus-
sian)
3.
Крамской
Ю
.
Г
.
Интеграция
возоб
-
новляемых
источников
электро
-
энергии
в
электрические
сети
с
применением
силовой
электро
-
ники
//
Энергия
единой
сети
, 2017,
№
1(30).
С
. 53–66 / Kramskoy Yu.G.
Integration of renewable energy
sources into electrical networks by
means of using power electronics //
Energiya yedinoy seti
[Uni
fi
ed Grid
Energy], 2017, no. 1(30), pp. 53–66.
(In Russian)
4. Molina Zubiri G., Lopez Barba S., de
la Fuente del Castillo I., Ordunez del
Pino M.A. Impact on the Power Sys-
tem Protection of High Penetration
of Wind Farms Technology. CIGRE
Session, Paris, 2010, B5-204.
5. IEC 60909-0:2016. Short-circuit cur-
rents in three-phase AC systems –
Part 0: Calculation of currents. URL:
https://webstore.iec.ch/publica-
tion/24100.
6. Pena R., Clare J.C., Asher G.M.
Doubly fed induction generator us-
ing back-to-back PWM converters
and its application to variable-speed
wind-energy generation. IEEE Proc.-
Electr. Power Appl., May 1996,
vol. 143, issue 3, pp. 231-241. URL:
https://www.researchgate.net/publi-
cation/3353056.
ВЫВОДЫ
1.
Рассмотрены
особенности
и
режимы
работы
ВЭУ
на
базе
АГДП
.
С
целью
анализа
функционирования
релейной
защиты
разработана
модель
ВЭУ
на
базе
АГДП
,
ориентированная
на
исследование
электро
-
магнитных
переходных
процессов
в
электрической
сети
с
ВЭУ
.
В
модели
учтены
полупроводниковый
преобразователь
в
цепи
ротора
АГДП
,
система
управления
преобразователем
,
технологические
защиты
преобразователя
.
Показано
,
что
токи
под
-
питки
КЗ
от
ВЭУ
на
базе
АГДП
качественно
и
ко
-
личественно
отличаются
от
токов
КЗ
в
сети
с
тра
-
диционными
электростанциями
и
в
значительной
степени
определяются
настройкой
и
функциониро
-
ванием
системы
управления
и
технологических
за
-
щит
полупроводникового
преобразователя
.
2.
С
применением
разработанной
модели
проанали
-
зировано
функционирование
ДЗ
,
установленных
на
отходящих
от
ВЭС
линиях
электропередачи
,
как
с
использованием
модели
(
алгоритма
)
ДЗ
,
так
и
с
подключением
реального
микропроцес
-
сорного
терминала
ДЗ
.
Показано
,
что
вследствие
уменьшения
значений
токов
подпитки
от
ВЭУ
на
базе
АГДП
возможен
отказ
защит
(
ступеней
за
-
щит
),
имеющих
выдержки
времени
,
а
при
сраба
-
тывании
технологических
защит
преобразова
-
теля
—
и
быстродействующих
ступеней
защит
.
При
использовании
ДЗ
от
КЗ
на
землю
и
других
защит
,
реагирующих
на
симметричные
составля
-
ющие
токов
,
необходимо
учитывать
особенности
функционирования
конкретных
ВЭУ
(
настроек
их
систем
управления
)
в
несимметричных
режимах
.
3.
Рассмотренные
в
статье
примеры
электрических
режимов
и
особенности
функционирования
в
них
релейной
защиты
позволяют
сделать
выводы
о
необходимости
разработки
требований
к
функ
-
ционированию
ВЭУ
(
в
том
числе
к
работе
их
тех
-
нологических
защит
),
подключаемых
к
энергоси
-
стеме
,
в
аварийных
режимах
и
включения
этих
требований
в
нормативные
документы
,
а
также
о
необходимости
учета
особенностей
режимов
ра
-
боты
ВЭУ
при
расчете
токов
КЗ
и
выборе
параме
-
тров
срабатывания
защит
.
В
ряде
случаев
может
потребоваться
проведение
испытаний
функцио
-
нирования
защит
,
установленных
в
прилежащей
к
точке
подключения
ВЭУ
электрической
сети
.
Ïîäïèñêà-2022
ŖŬžŧŹŴŧƆũŬŷŸůƆ
ūŲƆƅŷůūůžŬŸűůżŻůŮůžŬŸűůżŲůŽ
ŴŵųŬŷȞ
ŷźŨ
ŴŵųŬŷŧȞ
ŷźŨ
ŴŵųŬŷŵũȞ
ŷźŨ
ʼnŸŹŵůųŵŸŹƃũűŲƅžŬŴŧūŵŸŹŧũűŧ
ŭźŷŴŧŲŧŖŵžŹŵŰŗŵŸŸůůŮŧűŧŮŴŵŰ
ŨŧŴūŬŷŵŲƃƅ
ŖŵūŶůŸŧŹƃŸƆŴŧŶŬžŧŹŴźƅũŬŷŸůƅ
ųŵŭŴŵžŬŷŬŮŧŪŬŴŹŸŹũŧ
•
mŚŷŧŲŖŷŬŸŸ} ȞŴŧŶŵŲźŪŵūůŬ
ŴŧŪŵū
•
mŖŵžŹŧŗŵŸŸůů}ȞŖŴŧŶŵŲźŪŵūůŬ
ŤŲŬűŹŷŵŴŴŧƆũŬŷŸůƆ
ūŲƆƅŷůūůžŬŸűůżŻůŮůžŬŸűůżŲůŽ
ŴŵųŬŷŧȞ
3000*
ŷźŨ
ŴŵųŬŷŵũȞ
6000*
ŷźŨ
ŖŷŬūŵŸŹŧũŲƆŬŹŸƆūŵŸŹźŶűŲůžŴŵųź
űŧŨůŴŬŹźūŲƆŶŷŵŸųŵŹŷŧŭźŷŴŧŲŧ
ŴŧŸŧŰŹŬůŮūŧŹŬŲƃŸŹũŧũŹŬžŬŴůŬ
ũƂŨŷŧŴŴŵŪŵŶŬŷůŵūŧŶŵūŶůŸűů
ŧbŹŧűŭŬůŮūŧŴůŰŮŧŶŷŬūƂūźƀůŰŪŵū
ŴŧżŵūƆƀůżŸƆũbŮŧűŷƂŹŵųūŵŸŹźŶŬ
ŨŬŮŶŷŧũŧůżbŷŧŸŶŷŵŸŹŷŧŴŬŴůƆ
ũŹŵųžůŸŲŬŵŹūŬŲƃŴƂżžŧŸŹŬŰůŲů
ųŧŹŬŷůŧŲŵũ
ŴŧŭźŷŴŧŲ
mŤŒŌőřŗŕŤŔŌŗŊŏŦŖŬŷŬūŧžŧůbŷŧŸŶŷŬūŬŲŬŴůŬ}
_________________________________________________________
ŔŋŘŴŬŵŨŲŧŪŧŬŹŸƆ
&ãĊºĄº
Óºä˯È
ÓÈ ãĊº®
¹Ë¯Òºą
ųŵŭŴŵŶŵūŶůŸŧŹƃŸƆžŬŷŬŮŷŬūŧűŽůƅ
ȝŴŧŸŧŰŹŬ
HHSLUUX
ũŷŧŮūŬŲŬmŖŵūŶůŸűŧ}
ȝŮŧŶŷŵŸŵųŴŧŶŵžŹź
SRGSLVND#HHSLUUX
ȝŶŵŹŬŲŬŻŵŴź
№
3 (72) 2022
Оригинал статьи: Исследование влияния ветроэлектростанции на базе асинхронного генератора двойного питания на функционирование дистанционной защиты
Внедрение возобновляемых источников энергии в зависимости от их вида и наличия в их составе устройств силовой электроники может приводить к изменению электрических режимов сетей, меняя условия функционирования вторичного оборудования. В статье рассматриваются особенности и режимы работы ветроэлектроустановок на базе асинхронного генератора двойного питания и результаты исследования их влияния на работу дистанционной защиты, полученные с применением разработанной динамической модели ветроустановки и прилежащей электрической сети. В модели учтены основные особенности режимов работы преобразователя установки и системы его управления. Показана необходимость учета особенностей функционирования ветроустановок при расчете токов КЗ и выборе параметров срабатывания защиты, а также включения соответствующих требований в нормативные документы.
