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第40 卷 第10 期 电 网 技 术 Vol. 40 No. 10
2016年10 月 Power System Technology Oct. 2016
文章编号：1000-3673（2016）10-3019-10 中图分类号：TM 72 文献标志码：A 学科代码：470·40
考虑 LVRT 的风电场馈线短路电流特性
与保护整定计算
武晗 1，孙建龙 2，乔黎伟 2，乔颖 1，鲁宗相 1，阮佳阳 1
（1．电力系统及发电设备控制和仿真国家重点实验室(清华大学电机系)，北京市 海淀区 100084；
2．江苏省电力公司经济技术研究院，江苏省 南京市 210008）
Short Circuit Current Characteristics and Calculation of Current Protection Setting of
Feeder Lines in Wind Farms Considering LVRT
WU Han1, SUN Jianlong2, QIAO Liwei2, QIAO Ying1, LU Zongxiang1, RUAN Jiayang1
(1. State Key Lab of Control and Simulation of Power Systems and Generation Equipments (Dept of Electrical Engineering,
Tsinghua University), Haidian District, Beijing 100084, China;
2. Jiangsu Electric Power Company Economic Research Institute, Nanjing 210008, Jiangsu Province, China)
ABSTRACT:Current protection settings of feeder lines in
wind farms prefer higher sensitivity and lower selectivity,
mismatching low voltage ride through (LVRT). This paper
deduced short circuit current formula and characteristics in
doubly fed induction generator considering LVRT with crowbar
switched on. According to IEC 60909, key factors of short
circuit current in feeder lines of wind farms were discussed
with equivalent voltage source method. Variable curve of short
circuit current of faulted feeder line in different fault locations
or grid intensities were depicted. A new current protection
setting scheme of feeder lines was proposed. Based on model
simulation results, a calculation example of the new scheme
was accomplished.
KEY WORDS: wind farm; protective relay of collector system;
low voltage ride through; short circuit current of feeder lines;
current protection setting of feeder lines
摘要：现行风电场汇集线路电流保护存在灵敏性高而选择性
不足的问题，与风电并网的低电压穿越(low voltage ride
through，LVRT)控制不匹配。论文首先推导了撬棒投入期间
双馈风机的短路电流计算公式，阐明了考虑 LVRT 的双馈风
机的短路电流特性。然后利用 IEC60909 标准等效电源法推
导了风电机组故障、馈线故障和馈线外部故障三类故障下的
馈线短路电流计算公式，得到馈线短路电流与故障点位置、
接入电网强度、公共连接点电压跌落程度等因素的关系，给
出了馈线短路电流随着故障点位置、接入电网强度变化的曲
线。基于上述理论分析最终提出了一种与 LVRT 配合的馈线
电流保护整定方案，并根据模型仿真结果进行了整定计算实
基金项目：国家电网公司科技项目(SGJSJY00GHJS1500085)。
Project Supported by Project of State Grid Corporation of China
(SGJSJY00GHJS1500085).
例分析。
关键词：风电场；汇集线路保护；低电压穿越；馈线短路电
流；馈线电流保护整定
DOI：10.13335/j.1000-3673.pst.2016.10.014
0 引言
随着中国风电的快速发展，风电并网的问题越
来越突出。2011 年甘肃酒泉等风电基地发生了多起
大规模风电机组脱网事故。事故调查显示，由风电
场场内轻微故障逐步演化为严重故障的脱网事故，
占很高的比例[1-2]。35 kV 汇集线路电气设备故障是
引起脱网事故的典型场内故障。
风电场的 35 kV 汇集线路具有距离长、回路多
的特点，发生故障概率大[3]。2011 年国家电网公司
下发的《防止大规模脱网重点措施》中明确要求风
电场应采取切实有效的措施，确保汇集线系统故障
快速切除。此项要求使得风电场的汇集线路电流保
护趋于高灵敏性[4]，为了防止事故扩大和恶化，不
惜切除部分非故障线路，牺牲了部分选择性。
2011 年12 月发布的国家标准[5]《风电场接入
电力系统技术规定》，要求风电场和风电机组必须
具备低电压穿越(low voltage ride through，LVRT)能
力。近几年低电压穿越技术不断成熟，但是风电场
汇集线路电流保护却仍保持了高灵敏性的特点，可
能切除处于 LVRT 状态的风电机组，与 LVRT 不能
实现协调配合。
目前，国内外学者已经开展了对风电场馈线短
路电流特性和汇集线路电流保护的研究，文献[6-8]
3020 武晗等：考虑 LVRT 的风电场馈线短路电流特性与保护整定计算 Vol. 40 No. 10
对风电机组和风电场的短路电流特性分别进行了
讨论，并指出当大规模风电场接入系统时，不应忽
视风电机组提供的短路电流，但未从保护整定的角
度深入研究风电场汇集线路的短路电流特性，对汇
集线路保护整定不能提供参考。文献[9-10]分析了
风电场场内故障特征和相应的故障保护配置，指出
了汇集线路保护存在的问题，并提出了改进方案，
但并未注意到汇集线路保护与 LVRT 的不协调问
题。文献[11-13]讨论了具备 LVRT 能力的双馈风机
风电场的继电保护配置与整定，指出低电压穿越可
能导致汇集线路电流保护不能可靠动作，说明了汇
集线路电流保护与 LVRT 配合的必要性，但对于具
体的配合方案并未详细讨论。
本文主要讨论双馈风机风电场汇集线路保护
中的馈线三段式过流保护，即馈线电流保护。首先
介绍了现有风电场馈线电流保护配置和整定方案，
指出其灵敏性高而选择性不足的问题，然后分析风
电机组 LVRT 期间的短路电流特性，并进一步分析
风电机组故障、馈线故障和馈线外部故障三类故障
下影响馈线短路电流的主要因素，最后提出新的与
LVRT 配合的馈线电流保护整定方案。
1 风电场馈线电流保护现有整定方案分析
图1给出了风电场典型的网架结构和保护配
置，其中风力发电机机端配置 690 V 断路器，风电
机组单元变压器高低压侧配置熔断器和刀闸，馈线
首端配置 35 kV 断路器[14]。从风电场保护的角度，
风电场从风机到汇集线路可划分为区域①、②、③，
区域①为风电机组，②为单元变压器，③为馈线。
A
公用
电网
风电场变
电站
35/0.69 kV
AA
A
220/35 kVPCC
风电机组
单元变压器
馈线
图1 风电场典型的网架结构和保护配置
Fig. 1 Typical grid structure and
protection configuration of wind farms
风电场馈线电流保护需要满足可靠性、选择
性、灵敏性、速动性的要求。参考《西北电网风
电场继电保护配置及整定技术规范》，现行馈线三
段式过流保护整定的主要原则为：过流 I段，按
本线路末端相间故障有足够灵敏度整定，灵敏系
数不小于 1.5，时间可取为 0 s。过流 II 段，按躲
过本线路最大负荷电流整定，时间比过流 I段多一
个级差。过流 III 段整定视具体情况而定，可不采
用。时间级差一般为 0.3 s。汇集线路不采用自动重
合闸。
对以上整定原则进行分析，发现馈线电流保护
现有整定方案存在以下问题：
1）过流 I段灵敏性过高。过流 I段瞬时速断保
护的保护范围为线路全程(配电网中单电源线路速
断保护的保护范围一般为线路的 20%~50%)，灵敏
性很高。但当线路较长时，若过流 I段仍保护线路
全长，风电机组故障和馈线末端故障可能存在区分
问题，造成保护误动。
2）将瞬时性故障直接切除。部分风电场馈线
采用架空线，而架空线故障一般为瞬时性故障[15]，
如大风引起的碰线、鸟类及树枝等物碰在导线上引
起的弧光短路等，短时间内可以自行消除。汇集线
路不采用自动重合闸，那么馈线发生瞬时性故障
时，速断保护将把整条线路迅速切除。
3）未考虑 LVRT 对风电场运行特性的影响。
过流 II 段按躲过本线路最大负荷电流整定，并未考
虑到风电场 LVRT 过程中短路电流可能超过线路最
大负荷电流，造成馈线外部故障与馈线故障不能准
确区分。
4）过流 II 段整定时间与 LVRT 不配合。过流
II 段与过流 I段动作时间相差一个 0.3 s 的时间级
差，那么馈线主保护的动作时间不大于 0.5 s。但是
按照国标，风电场和风机低电压穿越时间应大于
625 ms，可见在整定时间上馈线电流保护与风电场
和风机的低电压穿越不相协调。
总而言之，现行馈线电流保护灵敏性高，强调
故障的快速切除，但存在选择性不足的问题，且与
LVRT 不能实现协调配合。
2 考虑 LVRT 的风电机组短路电流特性
2.1 低电压穿越的要求
根据国标要求[5]，风电场需保证在 20%并网点
电压条件下不脱网运行 625 ms 以上，实现低电压
穿越。同时，当并网点电压跌落至 0.9 pu以下时风
电场需向网侧提供动态无功支撑。风电场发出的无
功功率一部分由风电机组提供，其余由无功补偿装
置提供。
双馈风电机组一般利用变流器矢量控制和撬
第40 卷 第10 期 电 网 技 术 3021
棒保护装置来实现 LVRT。LVRT 过程中，若出现
转子电流越限，则投入撬棒保护。故 LVRT 期间，
双馈风机短路电流受变流器的控制策略 和撬棒装
置的共同作用和影响。
2.2 LVRT 过程中风电机组短路电流特性分析
通过电磁暂态的计算和仿真波形实例，分别讨
论撬棒保护装置投入期间和变流器控制下双馈风
电机组的短路电流。R、L、X分别为电阻、电感、
电抗，下标 s、r、m分别指定子、转子、定转子交
互的变量。
1）撬棒保护装置投入期间短路电流估算。
撬棒保护装置动作的一般过程为：当转子电
流超过一定值 Ir0 时转子侧变流器闭锁，撬棒投入，
转子短接撬棒电阻，为浪涌电流提供通道，使转
子短路电流直流分量迅速衰减；当电流衰减到一
定值时撬棒投出。在撬棒投入期间双馈风机作为
异步感应电机运行，风机失去对有功和无功功率
的控制。
假设故障发生后，转子电流快速上升，撬棒在
t = Tcb 投入，Tcb 仅为数ms，则可认为 t = Tcb0时定
子磁链与故障前相等
cb
s = s =0 B
1
||
j
t T t
(1)
式中 ωB是电网频率。转子电流上升至 Ir0 时撬棒投
入，则可认为 Ir|t = TcbIr0。
由
r
I
和
s
可计算初始转子磁通
cb cb cb
m
r = r r = s =
sr
m
r r0 B s r
| = ( | | )
()
j
t T t T t T
L
LI LL
L
LI LL
(2)
在静态参考坐标系下，列出定子磁通 和转子
磁通
r
的零输入微分方程
s s s m
ss
s s s
r r m r
s r r r
s s r
dd
d+j
d
R R L
t L L L
R L R
t L L L
(3)
式(2)(3)中转子阻抗 Rs+ jLs包括了单元变压器
和传输电缆的阻抗；ωr为转子转速；σ为总漏电系
数，σ = 1－Lm2/(LsLr)。
定子磁通 和转子磁通
r
的衰减时间常数[16]
分别为 Ts和Tr，且 Ts=σLs/Rs, Tr=σLr/Rr。由于风机
机端阻抗的R/X比值很大，且撬棒电阻一般大于转
子电阻(RC>> Rr)，所以撬棒投入后其衰减时间常数很
小。典型值常取 Ts = 0.010 s，Tr = 0.003 s。
可得转子坐标系下定转子磁链时间域表达式
r cb cb s
cb
cb r
cb
j ( ) ( )
ss cb
()
rr
( ) | e ()
( ) | e
t T t T T
tT
t T T
tT
ttT
t
(4)
根据定转子磁链可得转子电流
r cb cb s
cb r
m
r s r
s r r
j ( ) ( )/
m
B s r
( )/
mr0
B s r
1
j e e
( j + )e
t T t T T
t T T
L
IL L L
LLL
LI
LL
(5)
撬棒投入后短路电流会继续上升，短路电流到
达峰值的时间可以估算为 ωr(t－Tcb) = π/2，将这个时
间代入式(5)可得短路电流峰值为
rs
r r r r
cb
π
π π
2
22
mm
r= B s r B s r
( | e e ) j e
T
TT
tT LL
IL L L L
(6)
式(5)(6)表明很小的衰减时间常数会抑制短路
电流峰值电流的大小，并使其达到峰值后快速衰减
至撬棒切出临界值，理论上这个衰减时间不会超过
一个周波(0.02 s)。
2）变流器控制下的短路电流特性。
短路电流快速衰减后撬棒切出，风机回到双馈
状态。根据 LVRT 策略，风机应根据机端电压 Ut
跌落程度发出一定的有功和无功。故障发生后机端
电压跌落程度是一定的，则风机的有功无功给定值
也一定，那么风电机组短路电流在经过一个控制响
应阶段后进入稳态阶段[17]。
图2为一台采用撬棒保护的双馈风机机端故障
时的短路电流波形：20 s 时刻故障发生，机端电压
跌落至 0.27 pu，短路电流瞬时增大，约 3 ms 后撬
棒投入，短路电流略有上升后快速衰减，约 20 ms 后
撬棒投出，风机进入双馈状态；由于控制系统的作
用短路电流逐步上升，在故障发生约 120 ms 后进
入稳态。可将故障后风电机组短路电流的变化过程
分为暂态变化阶段和稳态阶段，以进入稳态的时间
(100~120 ms)为分界线。
对于风电机组的保护而言，在短路电流暂态变
化阶段，尤其是瞬时增大和快速衰减过程中，电流
20.0 20.1 20.2 20.3 20.4 20.5 20.6
2
1
0
1
2
3
I/pu
t/s
故
障
前
暂态
变化
阶段
稳态阶段
撬棒投入 撬棒投出
图2 加入撬棒保护的风电机组短路电流
Fig. 2 Short circuit current transient of wind turbine
generator with crowbar
r
s
s
3022 武晗等：考虑 LVRT 的风电场馈线短路电流特性与保护整定计算 Vol. 40 No. 10
幅值变化很大，采集此阶段的峰值电流具有较大难
度。同时不同的撬棒电阻阻值和投入投出控制策略
也会造成电流衰减过程的差异，给速断电流保护整
定带来更大的障碍。因此，本文建议风电机组保护
以稳态阶段的短路电流为主要参考。
2.3 影响风电机组短路电流的主要因素
22
t t t t t
=+S P Q U I
(7)
式中 St、Pt、Qt、It、Ut分别为风机机端输出的视在
功率、有功功率、无功功率、电流以及机端电压的
标幺值，无特殊说明下文均采用标幺值。
由式(7)可得，故障发生后，风机的短路电流由
风机的有功功率、无功功率和机端电压决定。进入
稳态阶段后，风机发出的有功功率和无功功率受
LVRT 控制策略和故障前有功出力的影响，机端电
压跌落则由网侧故障严重程度决定，则影响风机短
路电流的主要因素如下。
1）LVRT 控制策略。
LVRT 控制策略除了设置撬棒保护，还提供无
功电流支撑策略，决定 LVRT 期间风机发出的有功
和无功功率。图 3为一种典型的 LVRT 期间功率控
制策略：t0时刻故障发生后，当风机机端电压在 UL
以上时风机保持有功出力 P0，不发出无功(图中黑
线)；当机端电压跌落至 UL以下时风机发出最大无
功Qmax，不发出有功(图中绿线)；当机端电压跌落
至0.2 pu 以下时，风机脱网(图中红线)。
Ut/pu
t/s
0t0+0.625
UL
1
t0
0.2
t/s
0
P/pu
1
t/s
0
Qmax
Q/pu
1
P0
t0
t0
t0+0.625
t0+0.625
故障后Ut>UL
故障后0.2<Ut<UL
故障后Ut<0.2
图3 一种典型的 LVRT 期间功率控制策略
Fig. 3 A typical power control strategy of LVRT
2）网侧故障严重程度。
不同的网侧故障严重程度造成机端电压跌落
程度不同，则根据 LVRT 策略，风机发出有功和无
功功率不同。同时，机端电压跌落程度也直接影响
到短路电流的幅值大小。
3）故障前有功出力。
假设故障前后风速并未发生大的变化，风电机
组输入功率保持不变。故障前有功出力 P0仍限制故
障后最大有功出力，影响短路电流幅值。
3 风电场三类故障下影响馈线短路电流的
主要因素
本节讨论风电场各类故障下的馈线短路电流
特性及主要影响因素，典型故障工况有 4种：风电
机组(含单元变压器)故障，馈线故障，相邻馈线故
障和网侧故障。其中相邻馈线故障和网侧故障均通
过影响汇集线路的公共连接点(point of common
coupling，PCC)电压来影响馈线短路电流，可将二
者统称为馈线外部故障。
3.1 馈线故障时影响其短路电流的主要因素
IEC60909 标准是国 际 电工 协会 (international
electrotechnical commission，IEC)于2001 年制定的
短路计算新国际标准，计算的基本步骤[18-19]为：
1）当电力系统内部某一点发生短路故障时，
在该点引入一个虚拟的电压源，引入并确定短路电
流计算所需的电压修正系数 c，所有的同步发电机、
同步电动机和异步电动机的电势都视为 0，且可不
考虑旋转负载的运行数据和发电机励磁方式。
2）修正系统中部分阻抗元件的阻抗值，包括
发电机次暂态电抗、网络变压器阻抗等。
3）利用电路知识求解修正后的系统网络可得
到短路点的短路电流值。初始短路电流周期分量(次
暂态短路电流)计算公式为
3n
kk
k
cU U
IZ
Z
(8)
式中：Un为短路点出的系统基准电压；U为虚拟电
压源电压；Zk为归算至短路点的短路阻抗；c为电
压修正系数。对于无穷大系统可认为次暂态短路电
流等于稳态短路电流。
假设馈线故障发生在图 1中典型风电场馈线上
一点 K，可得如图 4(a)所示等值电路图，其中 Zc为
无穷大电网与风电场 PCC 点间阻抗，ZG和ZT分别
为风电机组和风电机组单元变压器的阻抗，Z1、Z2…
Zr+s 为对应线路的阻抗。
对图 4(a)中电路进行变换和简化后可得简化电
路如图 4(b)所示，图中 Zc为归算后电网与故障点
间的短路阻抗，Z1、Z2、Z3分别为归算后风电场
其他馈线的风电机组聚合、故障点与 PCC 点间风电
机组聚合、故障点与馈线末端间风电机组聚合后与
短路点之间的短路阻抗[20]。可得馈线首端流过的短
第40 卷 第10 期 电 网 技 术 3023
ZCZ1Z2Zr
…
ZT1 ZT2 ZTr
K
PCC
c
…
ZG1 ZG2 ZGr
Zr+1 Zr+2 Zr+s
ZT(r+1) ZT(r+2) ZT(r+s)
…
ZG(r+1) ZG(r+2) ZG(r+s)
…
U
(a) 等值电路
K
Z1S cU
Z2S
Z3S
ZCS
1k
I
11k
I
12k
I
(b) 简化电路
图4 馈线故障时风电场等值简化电路
Fig. 4 Equivalent circuit and simplified circuit of the wind
farm with short circuit fault in the feeder line
路电流，即网侧和相邻馈线共同向 K点提供的短路
电流为
11 11
1 1 1 1
( ) ( )
3n
Kcc
cU
IU
Z Z Z Z
(9)
由式(9)可得馈线故障时影响风电场馈线短路
电流的因素，如表 1所示。
表1 馈线故障时影响馈线短路电流的主要因素
Tab. 1 Key factors of short circuit current in the
faulted feeder line
因素
影响方式
c
对运行方式等实际因素的考虑
Zc
Zc表示接入系统强弱，风场接入系统越弱 Zc越大，短路电流越小
Zc
Zc由Zc和故障点位置决定，Zc一定时，故障点距离 PCC 点越远
Zc越大，短路电流越小
Z1
故障点距离 PCC 点阻抗和线路阻抗一定时，相邻馈线风电机组
距PCC 点阻抗越大，Z1越大，短路电流越小
除表 1中因素外，馈线短路电流还与故障的严
重程度有关，包括故障类型、 接 地电 阻阻值 等
因素。
3.2 风电机组故障时影响馈线短路电流的主要因素
由于本文关注馈线故障及其保护整定，因此将
图1中区域①和②的故障统称为风电机组故障。在
图4(b)风电场简化电路的基础上得到风电机组故障
时风电场简化电路如图 5所示。
对比馈线故障和风电机组故障时的馈线短路
ZC
Z2
K
Z4
cU
ZTk
1k
I
11k
I
12k
I
Z3
图5 风电机组故障时风电场简化电路
Fig. 5 Simplified circuit model of the wind farm with
short circuit fault in wind turbine generator
电流，不难发现二者的影响因素是相同的。但由于
风电机组单元变压器的阻抗 ZT较大，使得计算的短
路阻抗增大很多，所以风电机组故障时馈线短路电
流相比馈线故障时的小很多。
3.3 馈线外部故障时影响馈线短路电流的主要因素
馈线外部故障包括相邻馈线故障和网侧故障。
馈线外部故障时风电场简化电路如图 6所示，其中
Zkr 为归算后馈线上第 r台风机到 PCC 点的阻抗，
ZkG 为归算后 PCC 点到故障点 K的阻抗。
KcZk1
Zk2
Zkr
…
ZkG
U
k
I
Up
2k
I
1k
I
kr
I
图6 馈线外部故障时风电场馈线简化电路
Fig. 6 Simplified circuit model of the feeder line with
fault outside the line
馈线短路电流为
12 12
1 1 1
()
k k k kr p k k kr
I I I I U Z Z Z
(10)
由式(10)可得，馈线外部故障时的馈线短路电
流相当于馈线上所有风机短路电流的叠加[21]。根据
2.3 节结论可得，馈线外部故障时影响馈线短路电
流的因素，与影响风电机组短路电流的因素类似：
故障后 PCC 点电压跌落，风电场的低电压穿越控制
策略和馈线上风电机组故障前有功出力。
3.4 风电场馈线短路电流变化曲线
由以上分析结论，可以绘制如图 7所示风电场
馈线短路电流随故障点位置、接入电网强度等因素
变化的曲线。图中忽略了风电机组接入点附近短路
电流小的跳变。
PCC A B C
Ikf
ILVRTmax
Iloadmax
l
1
2
0Iwtt
lB
lA
1'
2'
1''
2''
图7 风电场馈线短路电流变化曲线
Fig. 7 Variable curve of short circuit current of the
faulted feeder line in different cases
图中横轴为故障点与 PCC 点之间的距离 l，纵
轴为流过馈线首端的最大短路电流 Ikf；A点为馈线
首端第一台风电机组接入点，B点为馈线末端最后
3024 武晗等：考虑 LVRT 的风电场馈线短路电流特性与保护整定计算 Vol. 40 No. 10
一台风电机组接入点，BC 段为馈线末端的延伸(实
际不存在)，C点可认为是虚拟的馈线远端。
ILVRTmax 指故障后馈线进入 LVRT 状态保持不
脱网运行时的最大短路电流，Iloadmax 指最大负荷电
流。曲线“Iwtt”为馈线上不同风电机组故障时的 Ikf，
由于馈线上风电机组分布数量有限，所以曲线“Iwtt”
上大多数点都不存在，是一条虚线。
曲线“1”、“2”分别为最大和最小运行方式下
Ikf 随l变化的曲线；曲线“
1
”、“
2
”和曲线“
1
”、
“
2
”相应的为接入电网较强和较弱时 Ikf 随l变
化的曲线。
4 与LVRT 配合的馈线电流保护整定方案
4.1 验证现行馈线电流保护方案的不足
在1.2 节中已经对现有馈线电流保护方案的不
足进行了充分的分析，根据第3节中图 7可以更加
直观地看出其不足：
1）过流 I段为瞬时速断保护，按本线路末端相
间故障有足够灵敏度整定，且灵敏度系数 Ksen>1.5，
则其动作电流整定值 IIset=Ik.B.min /Ksen<Ik.B.min /1.5，其
中Ik.B.min 为系统最小运行方式下馈线末端短路电
流。由曲线“2”可以看出在馈线远端 C点，存在
IIset<Ik.C.min<ILVRTmax 的情形；由曲线“
2
”可以看
出当系统变弱时，存在 IIset<Ik.B.min<ILVRTmax 的情形，
这2种情形下过流 I段保护与 LVRT 产生冲突。
同时，由曲线“Iwtt”可以看出，弱电网时馈线
末端 B点存在 IIset<Ik.B.min<Iwtt.max 的情形，此时瞬时
速断保护存在误动的风险，其中 Iwtt.max 为馈线首端
第1台风电机组机端故障时的馈线短路电流。
2）过流 II 段按躲过本线路最大负荷电流整定，
其动作电流整定值存在 IIIset= Krel.2Iloadmax<ILVRTmax 的
情形，Krel.2 为可靠系数，过流 II 段动作时间为 0.3 s，
而LVRT 应维持 0.625 s 以上，与 LVRT 存在冲突。
4.2 新的馈线电流保护整定方案
在现有馈线电流保护方案的基础上进行改进，
提出新的与 LVRT 配合的馈线电流保护整定方案。
1）缩短过流 I段速断保护的保护范围，将其作
为辅助保护，动作时间可以取为 0 s，其动作电流整
定值 IIset 按照线路末端 B点最大运行方式下三相短
路电流 Ik.B.max 整定，引入可靠系数 Krel.1=1.2~1.3，
则IIset=Krel.1Ik.B.max。考虑与 LVRT 配合，校验 IIset
≥ILVRTmax。考虑与风电机组保护的配合，校验 IIset
≥Krel.2 Iwtt.max，可靠系数 Krel.2=1.1~1.2。
2）过流 II 段保护设置为限时电流速断保护，
作为线路主保护，按照馈线末端 B点最小运行方式
下两相短路电流 Ik.B.min 整定，且 灵敏系数 Ksen≥1.5，
则IIIset=Ik.B.min/Ksen，其 动作时间设置为 0.625~0.7 s。
考虑与 LVRT 的配合，校验 IIIset≥ILVRTmax。
3）过流 III 段保护设置为过负荷保护，并作为
风电机组故障的后备保护，动作时间参考风电机组
的后备保护设定，取为 1.2~1.5 s，其动作整定值为
IⅢset= Krel.3 Iloadmax，可靠系数 Krel.3=1.25~1.5。
4）若经济条件允许，宜采用一次式自动重合
闸，重合闸动作时间为 1 s。
新的风电场馈线电流保护整定方案如图 8所
示，新旧整定方案的对比如表 2所示。
PCC A B C
Ikf
ILVRTmax
Iloadmax
l
1
2
0Iwtt
lB
lA
set
I
set
I
set
I
图8 新的风电场馈线电流保护整定方案
Fig. 8 New setting of current protection for feeder lines
表2 风电场馈线电流保护的两种整定方案对比
Tab. 2 Comparison between two current protection
setting schemes of feeder lines in wind farms
风电场馈线
电流保护
现行整定方案
本文所提整定方案
过流 I段
t1=0 s，按照 Ik.B.min整定，
灵敏系数 Ksen≥1.5
t1=0 s，按照 Ik.B.max整定
过流Ⅱ段
t2=0.3 s，按照 Iloadmax 整定
t2=0.625~0.7 s，按照 Ik.B.min 整
定，灵敏系数 Ksen≥1.5
过流Ⅲ段
可不采用
t3=1.2~1.5 s，按照 Iloadmax 整定
自动重合闸
不采用
宜采用一次式自动重合闸
4.3 新的整定方案与 LVRT 配合分析
1）整定值考虑 LVRT 期间最大短路电流。过
流I段和 II 段保护的整定值必须校验是否大于等
于ILVRTmax，保证瞬时速断保护和限时电流速断保
护不会与低电压穿越冲突。当馈线长度过长时，存
在IIIset<ILVRTmax 的情形，此时取 IIIset=ILVRTmax，由过
流III 段保护线路全长；而当接入系统太弱，造成
IIset 与ILVRTmax(IIIset)取值接近，此时出于对系统稳定
运行的考虑，建议增加功率方向元件，对保护重新
配置。
2）保护动作时间充分考虑 LVRT 的时间。考
虑到 IIIset=ILVRTmax 情况的存在，将过流 II 段保护动
作时间设置在 LVRT 完成之后，保证电流保护与
LVRT 不冲突。同样，过流 III 段保护作为后备保护，
第40 卷 第10 期 电 网 技 术 3025
其动作时间在 1.2 s之后，更不会对 LVRT产生影响。
5 仿真实验验证与保护整定计算实例
本节首先对风电机组的短路电流和馈线三类
故障的短路电流进行仿真，对第 2、3节的分析进
行验证，然后给出了馈线电流保护整定计算实例。
5.1 风电机组短路电流仿真
5.1.1 仿真条件说明
本文在 MATLAB/Simulink 平台进行仿真实验，
仿真采用双馈风机，采用如图 3所示 LVRT 策略，
其中 最 大 无功功率 Qmax=0.4 pu，临界机端电压
UL=0.7 pu，撬棒投入和投出的转子电流临界值分别
为2、1 pu。
仿真实验中，将故障严重程度(即机端电压 Ut
跌落程度)、故障前风机出力 P0作为控制变量。Ut
分别取 0.4、0.6、0.8 pu，P0分别取 0.1、0.5、0.9 pu，
共进行 9组实验。三相故障发生在 20 s，测量的数
据主要包括转子三相电流 IWT、机端电压 UWT、风
机有功功率 PWT 和无功功率 QWT。
5.1.2 仿真结果与分析
9组实验结果汇总如表 3所示。
表3 风电机组短路电流仿真结果
Tab. 3 Short circuit current of wind turbine generator
短路电流 Ik/pu
(仿真值/估算值)
机端电压 Ut /pu
Ut=0.4
Ut=0.6
Ut=0.8
短路前风机出力 P0/pu
P0=0.1
0.96/1.0
0.63/0.66
0.13/0.125
P0=0.5
0.96/1.0
0.63/0.66
0.62/0.625
P0=0.9
0.96/1.0
0.63/0.66
1.08/1.125
考虑文章篇幅，仅给出 P0=0.1 pu, Ut =0.4 pu
的实验波形如图 9所示。
根据 LVRT 策略，以故障后 Ut取值 0.7 pu 为
界分 2种工况讨论。
当故障后 Ut<0.7 pu 时，风机发出最大无功不
0.5
0.0
0.5
1.0
1.5
U-P-Q/pu
2
1
0
1
2
I/pu
19.95 20.00 20.05 20.10 20.15 20.20 20.25
t/s
U；
P；
Q。
图9 风电机组短路电流波形
Fig. 9 Waveform of short circuit current of
wind turbine generator
发出有功，St=｜Pt+jQt｜Qmax，由式(7)可估算
Ik=Qmax/Ut。即 风电机组短路电流约与故障后机端
电压 Ut成反比，与故障前风机出力 P0无关。
当故障后 Ut>0.7 pu 时，风机仍保持原有功出
力不发出无功，St=｜Pt+jQt｜P0，由式(7)可估算
Ik=P0/Ut，即风机的短路电流约与故障后机端电压
Ut成反比，约与故障前风机出力 P0成正比。由表 3
可知 2种工况下仿真值均与估算值吻合。
可见风电机组的短路电流受到低电压穿越控
制策略、故障严重程度(机端电压跌落程度)和故障
前风机出力的共同作用和影响。在精度要求不高的
前提下，可以用估算法求风机短路电流。
5.2 馈线故障下其短路电流仿真
5.2.1 仿真条件说明
风电场采用典型架构，设置 3条馈线，馈线 1
接4台风机，馈线 2接3台风机，馈线 3接26 台
风机，均为 1 MW 风机，且各台风机故障前有功出
力不同。忽略电网与PCC 点间电阻，取 ZcXc。
设置 2个自变量：电网与 PCC 点间电抗 Xc和
故障点与 PCC 点间距离 L，其中 Xc越大表明接入
电网越弱。故障发生在馈线 1上，为三相对称故障，
记录故障后 PCC 点电压 Up和馈线 1、2上短路电流
Ikf1、Ikf2。实验分为 5组，如表 4所示。
表4 馈线故障实验分组
Tab. 4 Groups for simulation of short circuit fault in the
feeder line
组别
1
2
3
4
5
Xc/pu
0.01
0.01
0.1
0.3
0.3
L/km
20
50
50
50
120
5.2.2 仿真结果与分析
给出第 1组实验的实验波形如图 10 所示。
0.8
0.9
1.0
U/pu
20
0
20
I/pu
19.95 20.00 20.05 20.10 20.15 20.20 20.25 20.30
1
0
1
I/pu
t/s
图10 馈线故障时短路电流波形
Fig. 10 Waveform of short circuit current of feeder lines
under fault on feeder line 1
3026 武晗等：考虑 LVRT 的风电场馈线短路电流特性与保护整定计算 Vol. 40 No. 10
各组实验结果汇总至表 5，其中故障前 Ikf1、Ikf2
分别为 0.456 pu(65 A)、0.623 pu(67 A)。
表5 馈线故障实验结果
Tab. 5 Steady-state short circuit current of feeder lines
under fault on feeder line 1
组别
Up/pu
Ikf1/pu
Ikf2/pu
1
0.766
14.421
0.809
2
0.891
6.772
0.707
3
0.83
6.189
0.753
4
0.703
5.144
0.884
5
0.825
3.017
0.758
对馈线 1实验结果进行分析(馈线 2实验结果分
析见 5.4 节)。
1）分别对比 1、2组实验和 4、5组实验，
Xc不变时，L越大馈线 1短路电流越小，Up跌落
越轻。
2）对比 2、3、4组实验，L不变时，Xc越大则
馈线 1短路电流越小，Up跌落越深。
由1）、2）可验证表 1结论。第 1组实验故障
点为馈线末端 B点，可得 Ik.B.max=14.4 pu。
5.3 风电机组故障下馈线短路电流仿真
仿真实验基本设置同 5.2 节。由于风电机组故
障时影响馈线短路电流的因素与馈线故障时类似，
不再重复实验验证。为确定风电机组故障时馈线最
大短路电流 Iwtt.max，分别在馈线 1的风机 1、2、3、
4机端设置三相故障。记录故障后 PCC 点电压 Up、
馈线 1上短路电流 Ikf1。
各组实验结果汇总如表 6所示，与表 5中馈线
故障时对比，发现风机机端发生严重故障时馈线短
路电流较小，PCC 点电压跌落也较轻，与 3.2 节分
析一致。由风机 1实验结果可得 Iwtt.max2 pu。
表6 风电机组故障实验结果
Tab. 6 Steady-state short circuit current of the feeder line
under fault on wind turbine terminal
故障机组
Up/pu
Ikf1/pu
风机 1
0.973
1.965
风机 2
0.972
1.937
风机 3
0.972
1.909
风机 4
0.971
1.825
5.4 馈线外部故障下馈线短路电流仿真
5.4.1 仿真条件说明
5.2 节中表 5已记录馈线 1故障后馈线 2的短
路电流，可直接采用。但 5.2 节实验结果中 Up均大
于0.7 pu，本节加做 Up跌落至0.7 pu 以下的实验。
实验基本设置同 5.2 节，改变 Up跌落程度，进行 5
组实验。记录故障后 PCC 点电压 Up、馈线 2上短
路电流 Ikf2。
5.4.2 仿真结果与分析
将表 5中馈线 2实验结果汇总至表 7中，将 5.4.1
节实验结果汇总至表 8中。考虑到风机机端电压
Ut并不等于 PCC点电压 Up，引入虚拟机端电压 U t=
Up+UUt，U为风机机端与 PCC 点间压降。对实
验结果进行处理，表 7中取 U tUp，忽略U，并 计
算故障前馈线工作电流 If2(正比于故障前出力 P0)与
U t的比值；表 8中取U=0.1 pu 得到虚拟机端电压
U t，取无功容量 Qmax=0.4 pu，并计算出 Qmax/U t。
表7 馈线外部故障实验结果(Up>0.7 pu)
Tab. 7 Steady-state short circuit current of
feeder lines under fault outside it(Up>0.7 pu)
5.2 节实验
组别
故障前馈线
电流 If2/pu
故障后 Up/pu
If2/Ut If2/Up
馈线短路
电流 Ikf2/pu
1
0.623
0.766
0.813
0.809
2
0.623
0.891
0.699
0.707
3
0.623
0.83
0.751
0.753
4
0.623
0.703
0.886
0.884
5
0.623
0.825
0.755
0.758
表8 馈线外部故障实验结果(Up<0.7 pu)
Tab. 8 Steady-state short circuit current of
feeder lines under fault outside it(Up<0.7 pu)
5.4 节实验
组别
故障后 Up/pu
虚拟机端
电压 U
Qmax/Ut
故障后短路
电流 Ikf2/pu
1
0.418
0.518
0.772
0.772
2
0.351
0.351
0.887
0.874
3
0.325
0.425
0.941
0.912
4
0.291
0.391
1.023
0.977
5
0.252
0.252
1.136
1.06
1）由表 7可得，当故障后 U tUp0.7 pu 时，
馈线短路电流 Ikf2If2/U t(仿真值与估算值吻合)，即
短路电流约与故障后 U t成反比，与 P0(If2)成正比；
由表 8可得，当故障后 U t0.7 pu 时，Ikf2Qmax/U t(仿
真值与估算值吻合)，即短路电流约与故障后 U t成
反比，与 Qmax 成正比。
对比 5.1.2 节结论，风电场馈线外部故障时，
馈线短路电流呈现出类似于风电机组的特性。
2）考虑最严重的馈线外部故障情形，U t跌落
至约 0.2 pu，风机仍保持不脱网运行，此时馈线短
路电流约为 0.4/0.2=2 pu，则 ILVRTmax2 pu。
5.5 馈线电流保护整定计算实例对比
根据 5.2~5.4 节结果可得，Ik.B.max=14.4 pu，
Ik.B.min0.866·Ik.B.max=12.1 pu ，Iwtt.max=2 pu ，
ILVRTmax2 pu，取最大负荷电流 Iloadmax=1.0 pu。现
行整定方案中取 Ksen=1.5，Krel.2=1.3，本文提出整定
方案中取 Krel.1=1.2，Krel.2=1.2，Krel.3=1.3，Ksen=1.5，
根据 4.2 节中计算公式分别进行整定计算，结果如
表9所示。
第40 卷 第10 期 电 网 技 术 3027
表9 风电场馈线电流保护整定计算结果
Tab. 9 Results of current protection setting calculation of
the feeder line in the wind farm
现行整定方案
本文提出方案
过流 I段整定值
8.0 pu，动作时间 0 s
17.3 pu，动作时间 0 s
过流 II 段整定值
1.3 pu，动作时间 0.3 s
8.0 pu，动作时间 0.625 s
过流Ⅲ段整定值
——
1.3 pu，动作时间 1.2 s
通过现行和本文提出整定方案的对比，可以看
出本文方案保证馈线电流保护灵敏性的前提下提
高了其选择性，能够与 LVRT 更好地实现配合。
在实际的整定计算中并没有模型仿真结果参
照，一般采用短路阻抗法或短路容量法进行计算。
而风电机组的短路电流特性不同于同步机组，不能
简单按同步机组计算，所以现行风电场整定计算中
常常忽略非故障馈线风机提供的短路电流。但是，
若不计及非故障馈线对短路电流的助增，将造成馈
线电流保护保护范围的缩小，对于大型风电场，还
可能造成保护误动。
为说明计及和不计及非故障馈线流入的短路
电流的差异，以第 5节仿真所用风电场为例，采用
短路容量法[19]进行短路计算，计算馈线末端最大三
相短路电流 Ik.B.max。电网的短路容量分别取 4000、
1000、500 MVA，非故障馈线风机的等效短路容量
分别取 60、6、0 MVA，得到计算结果如表 10 所示。
表10 不同情形下的馈线短路电流计算结果
Tab. 10 Results of short-circuit calculation of feeder line
under different situations of grid and wind farm
电网短路
容量/MVA
非故障馈线风机提
供的短路容量/MVA
最大短路电流
Ik.B.max/kA
与不计及非故障馈线短路
电流时相差的百分比/%
4000
60
3.56
5.34
6
3.39
0.59
0
3.37
0
1000
60
3.24
7.41
6
3.03
0.99
0
3.00
0
500
60
2.92
10.62
6
2.65
1.51
0
2.61
0
由表 10 中结果可得，当电网短路容量较小(弱
系统)、非故障馈线风机的等效短路容量较大(大型
风电场)时，不计及非故障馈线风机提供的短路电流
会产生 10%以上的差值，将影响到馈线电流保护的
可靠性、选择性。所以，考虑到我国“三北”地区
风电“弱电网”、“集中接入”的鲜明特点，在馈线
电流保护整定计算中计及非故障馈线风机流入的
短路电流是必要的。
6 结论
现行风电场馈线电流保护存在灵敏性高而选
择性不足的问题，与 LVRT 不能协调配合。通过对
考虑 LVRT 的风电机组短路电流特性和风电场馈线
短路电 流 特性的研究，本文提出了一种新的与
LVRT 配合的馈线电流保护整定方案。得到的计算
分析结论如下：
1）LVRT 期间风电机组的短路电流受到 LVRT
控制策略、故障严重程度(机端电压跌落程度)和故
障前风机出力的共同作用和影响。
2）风电场馈线故障和风电机组故障时，故障
点位置距 PCC 点越远、接入电网强度越弱，馈线短
路电流越小；馈线外部故障时，馈线短路电流呈现
出类似于风电机组的特性，是进一步研究风电场场
内故障特征的基础。
3）本文给出的风电场馈线短路电流随故障点
位置、接入电网强度变化的曲线，能够直观地验证
馈线电流保护的可行性，为保护整定提供参考。
4）针对风电场馈线电流保护整定灵敏性高而
选择性不足的问题，本文提出了新的馈线电流保护
整定方案，保证灵敏性的基础上提高了馈线电流保
护的选择性，且能够与 LVRT 实现协调配合。
5）馈线电流保护整定计算时若不计及非故障
馈线风机流入的短路电流将产生 5%甚至 10%以上
的误差，本文通过实例计算说明了馈线电流保护整
定计算中计及非故障馈线风机流入的短路电流的
必要性。
参考文献
[1] 叶希，鲁宗相，乔颖，等．大规模风电机组连锁脱网事故机理初
探[J]．电力系统自动化，2012，36(8)：11-17．
Ye Xi，Lu Zongxiang，Qiao Ying，et al．A primary analysis on
mechanism of large scale cascading trip-off of wind turbine
generators[J]．Automation of Electric Power Systems，2012，36(8)：
11-17(in Chinese)．
[2] 孙华东，张振宇，林伟芳．2011 年西北电网风机脱网事故分析及
启示[J]．电网技术，2012，36(10)：76-80．
Sun Huadong，Zhang Zhenyu，Lin Weifang．Analysis on serious wind
turbine generators tripping accident in Northwest China power grid in
2011 and its lessons[J]．Power System Technology，2012，36(10)：
76-80(in Chinese)．
[3] 杨秉义，白维祖．酒泉风电基地风电场 35 kV 风机馈线保护探讨
[J]．甘肃电力技术，2012(1)：42-44．
Yang Bingyi，Bai Weizu．The research on 35 kV feeder lines of wind
farms in jiuquan wind power base[J] ．Gansu Electric Power
Technology，2012(1)：42-44(in Chinese)．
[4] 张鹏．内蒙古电网防止大规模风电脱网的保护配置及整定方案
[D]．天津：天津大学，2012．
[5] 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．GB/T 19963-2011，风电场接入电力系统技术规定[S]．
北京：中国标准出版社，2012．
[6] 文玉玲，晁勤，吐尔逊依布拉音．风电场对电网继电保护的影响
[J]．电网技术，2008，32(14)：15-18．
3028 武晗等：考虑 LVRT 的风电场馈线短路电流特性与保护整定计算 Vol. 40 No. 10
Wen Yu ling，Chao Qin，Tuerxun Yibulayin．Impact of interconnected
wind farm on power system protection[J]．Power System Technology，
2008，32(14)：15-18(in Chinese)．
[7] Xiong Xiaofu，Ouyang Jinxin，Jin Jing．Calculation of steady-state
short-circuit current of wind turbines with doubly fed induction
generator[C]//Advanced Power System Automation and Protection
(APAP)．2011 International Conference on．IEEE，2011：1782-1788．
[8] 李晓涛．并网型风电场的短路电流计算及低电压穿越能力分析
[D]．北京：华北电力大学，2011．
[9] 焦在强．大规模风电接入的继电保护问题综述[J]．电网技术，2012，
36(7)：195-201．
Jiao Zaiqiang．A survey on relay protection for grid-connection of
large-scale wind farm[J]．Power System Technology，2012，36(7)：
195-201(in Chinese)．
[10] 何世恩，姚旭，徐善飞．大规模风电接入对继电保护的影响与对
策[J]．电力系统保护与控制，2013，41(1)：21-27．
He Shien，Yao Xu，Xu Shanfei．Impacts of large-scale wind power
integration on relay protection and countermeasures[J]．Power System
Protection and Control，2013，41(1)：21-27(in Chinese)．
[11] 车倩，陆于平．采用 Crowbar 实现低电压穿越的风电场继电保护
定值整定研究[J]．电力系统保护与控制，2013，41(2)：97-102．
Che Qian，Lu Yuping．Research on wind farm relay protection value
setting based on Crowbar circuit LVRT technology[J]．Power System
Protection & Control，2013，41(2)：97-102(in Chinese)．
[12] 钟显，樊艳芳，常喜强，等．LVRT 控制策略及风电场继电保护
研究综述[J]．四川电力技术，2015，41(4)：14-19．
Zhong Xian，Fan Yanfang，Chang Xiqiang，et al．The research
summary for LVRT control strategy and relay protection of wind
farms[J]．Sichuan Electric Power Technology，2015，41(4)：14-19(in
Chinese)．
[13] 王银萍．与具有 LVRT 能力的风电机组并网相配合的继电保护的
研究[D]．乌鲁木齐：新疆大学，2014．
[14] Achleitner G，Obkircher C，Fickert L，et al．Overall protection in
decentralized wind power plants and decentralized grids[C]//Clean
Electrical Power，2007．ICCEP '07．International Conference on．
IEEE，2007：180-182．
[15] 沈军，李超群，朱晓彤，等．高压电缆—架空线混合线路重合闸
新判据[J]．电力系统自动化，2012，36(13)：97-100．
Shen Jun，Li Chaoqun，Zhu Xiaotong，et al．New reclosing criterion
for hybrid lines of high-voltage cables and pole lines[J]．Automation
of Electric Power Systems，2012，36(13)：97-100(in Chinese)．
[16] 邢鲁华，陈青，吴长静，等．含双馈风电机组的电力系统短路电
流实用计算方法[J]．电网技术，2013，37(4)：1121-1127．
Xing Luhua，Chen Qing，Wu Changjing，et al．A practical method
to calculate short—circuit current in power system connected with
doubly fed induction generators[J]．Power System Technology，2013，
37(4)：1121-1127(in Chinese)．
[17] 李欣．风电机组的短路电流特性及低电压穿越的研究[D]．北京：
华北电力大学，2009．
[18] 谢文，朱永强，崔文进．IEC60909 短路电流计算标准分析[J]．电
力建设，2005，26(02)：23-25．
Xie Wen，Zhu Yongqiang，Cui Wenjin．Analysis on short-circuit
current calculation standard IEC60909[J] ．Electric Power
Construction，2005，26(02)：23-25(in Chinese)．
[19] 王吉祥．风电场短路故障特性及其短路电流计算方法的研究[D]．
南京：国网电力科学研究院，2013．
[20] 夏安俊，鲁宗相，闵勇，等．双馈异步发电机风电场聚合模型研
究[J]．电网技术，2015，39(7)：1879-1885．
Xia Anjun，Lu Zongxiang，Min Yong，et al．An aggregated model
of wind farm composed of doubly fed induction generators[J]．Power
System Technology，2015，39(7)：1879-1885(in Chinese)．
[21] 侯俊贤，陶向宇，张静，等．基于低电压穿越控制策略的风电场
等值方法[J]．电网技术，2015，39(5)：1281-1286．
Hou Junxian，Tao Xiangyu，Zhang Jing，et al．A low-voltage
ride-through control strategy based equivalence method for wind
farms[J]．Power System Technology，2015，39(5)：1281-1286(in
Chinese)．
收稿日期：2015-12-24。
作者简介：
武晗(1993)，男，硕士研究生，研究方向为新
能源与智能电网，E-mail：wu-h14@mails.tsinghua.
edu.cn；
孙建龙(1963)，男，博士，高级工程师，研究
方向为电力系统规划技术，E-mail：sunjianlong@
js.sgcc.com.cn；
乔黎伟(1973)，男，学士，高级工程师，研究方向为电力系统规划
技术，E-mail：qiaoliwei@js.sgcc.com.cn；
乔颖(1981)，女，博士，副教授，研究方向为新能源、分布式发电、
电力系统安全与控制，E-mail：qiaoying@tsinghua.edu.cn；
鲁宗相(1974)，男，博士，副教授，研究方向为电力系统可靠性、
风电/太阳能发电并网分析与控制、分布式电源与微电网、能源与电力
宏观规划，E-mail：luzongxiang98@tsinghua.edu.cn；
阮佳阳(1987)，男，博士研究生，研究方向为风力发电机稳定性与
风电场聚合等值建模方法，E-mail：ruanjiayang@gmail.com。
（责任编辑 王晔）
武晗