徐 箭, 唐旭辰, 徐 琪, 王 豹, 雷若冰

(1. 武漢大學電氣工程學院, 湖北省武漢市 430072; 2. 廣東電網(wǎng)有限責任公司電力科學研究院, 廣東省廣州市 510080;3. 廣州供電局有限公司, 廣東省廣州市 510620; 4. 國網(wǎng)蘇州供電公司, 江蘇省蘇州市 215004)

0 引言

隨著化石能源的枯竭和用電需求的增長,風能作為一種清潔的可再生能源受到了越來越多的關(guān)注,全球風電產(chǎn)業(yè)迅速發(fā)展。截至2016年底,風電累計裝機容量超過10 GW的國家共有9個,其中中國以168.7 GW位居榜首,占全球總量的34.7%[1]。截至2016年底,中國的電力裝機結(jié)構(gòu)中燃煤機組占比為56.2%[2],遠高于具有快速爬坡能力的機組,如水電、燃氣燃油機組等。由于風電功率的快速波動性,風電的大規(guī)模并網(wǎng)可能會使得傳統(tǒng)燃煤機組難以維持系統(tǒng)的有功平衡,造成頻率偏差越限,嚴重威脅系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定[3]。

針對以上問題,國內(nèi)外學者主要從兩方面開展了大量研究。一類是通過對風機進行控制,如轉(zhuǎn)子慣性控制、轉(zhuǎn)子超速控制、變槳距控制等[4-5],來主動響應(yīng)系統(tǒng)的頻率變化。但該方法受風速和風機運行狀態(tài)的影響,難以保證全風況下風機參與系統(tǒng)調(diào)頻的可信度。另一類方法是從電網(wǎng)側(cè)采取控制措施,用儲能[6]來平抑風電的波動性。但依靠儲能來承擔系統(tǒng)的調(diào)頻需求,會造成儲能容量配置過大、經(jīng)濟性不佳的問題。

考慮中國當前以燃煤機組為主的電源結(jié)構(gòu),深入挖掘常規(guī)火電機組的調(diào)頻能力成為了解決頻率穩(wěn)定問題的有效手段。由于傳統(tǒng)的火電機組深度調(diào)峰方式往往會造成機組參量波動、污染物排放超標、設(shè)備壽命降低、運營商深度調(diào)峰意愿不足和機組響應(yīng)時間長、變負荷速率難以進一步提高等問題,有學者對采用凝結(jié)水節(jié)流、供熱機組抽汽、凝汽器冷卻工質(zhì)節(jié)流等協(xié)調(diào)控制方式,利用火電機組的深度快速變負荷能力來提升火電機組的變負荷范圍和變負荷速率進行了大量研究[7-8]。本文所提的“火電機組深度快速變負荷能力”,指的是從變負荷范圍和變負荷速率兩個方面對火電機組提出要求?，F(xiàn)有關(guān)于火電機組深度快速變負荷能力在電力系統(tǒng)中的應(yīng)用主要集中在調(diào)度上[9-10]。其中,文獻[9]分析了火電機組深度快速變負荷能力對含風電電力系統(tǒng)的實時動態(tài)經(jīng)濟調(diào)度的影響,仿真表明合理利用機組蓄熱來提升機組的爬坡能力,可以增加風電利用率,減少棄風。文獻[10]提出了一種考慮風電與火電機組快速變負荷能力的自動發(fā)電控制(AGC)機組在線調(diào)度方法,將火電變負荷能力納入AGC優(yōu)化目標,使得變負荷速率快的機組分配更多的負荷。

由于凝結(jié)水節(jié)流變負荷控制受到除氧器蓄能的制約、機組釋放蓄熱過程中凝汽器壓力會發(fā)生改變等原因,文獻[10]認為火電機組的深度快速變負荷狀態(tài)每次只能持續(xù)1 min,且至少需要再過1 min才能重新進入深度快速變負荷狀態(tài),對火電機組的控制達到了1 min級。因此,火電機組深度快速變負荷能力可以應(yīng)用于系統(tǒng)頻率控制。在風電功率以較快速率持續(xù)向上或向下爬坡時,火電機組的深度快速變負荷能力能夠在一定程度上緩解系統(tǒng)的調(diào)頻壓力,提高系統(tǒng)的頻率控制能力。

本文針對風電接入后系統(tǒng)調(diào)頻能力不足的問題,提出了一種考慮火電機組深度快速變負荷能力的含風電電力系統(tǒng)頻率控制方法。該方法基于計及機組調(diào)節(jié)死區(qū)、爬坡速率、調(diào)節(jié)容量、AGC控制周期等非線性因素的非線性時域模型,首先在預(yù)測層面制定火電機組深度快速變負荷狀態(tài)的開關(guān)計劃,然后在實時層面利用所制定的開關(guān)計劃進行頻率控制。

1 火電機組深度快速變負荷的基本原理

目前,常用的火電機組深度快速變負荷手段有凝結(jié)水節(jié)流、供熱機組抽汽、凝汽器冷卻工質(zhì)節(jié)流等,這些方法通過對汽輪機側(cè)蓄能的合理利用大幅度提高了火電機組的動態(tài)特性,縮短機組響應(yīng)時間,改善了機組一、二次調(diào)頻能力[7]。凝結(jié)水節(jié)流控制主要是利用凝結(jié)水水箱和除氧器水箱提供的工質(zhì)存儲能力,暫時利用了原本用于回熱系統(tǒng)中通過加熱給水的能量,來提升機組的變負荷速率。供熱機組抽汽控制主要是將供熱抽汽蝶閥作為機組負荷調(diào)節(jié)手段,依據(jù)供熱參數(shù)允許變化范圍和機組安全運行指標,通過供熱抽汽量調(diào)節(jié),提升供熱機組快速變負荷速率。凝汽器冷卻工質(zhì)節(jié)流主要是指機組在一定的汽輪機負荷下運行時,通過改變凝汽器冷卻工質(zhì)流量對機組背壓進行調(diào)節(jié),從而改變機組的變負荷范圍和變負荷速率。結(jié)合以上控制手段,基于機組蓄能深度利用的機爐智能協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)能夠同時控制主蒸汽、凝結(jié)水、供熱抽汽和冷卻系統(tǒng),以聯(lián)合控制方式改變機組的變負荷范圍和變負荷速率?；痣姍C組在一般狀態(tài)和深度快速變負荷狀態(tài)下的機組參數(shù)對比見附錄A表A1[11]。

從經(jīng)濟性角度考慮,凝結(jié)水節(jié)流與供熱機組抽汽是經(jīng)濟性良好的控制手段,凝汽器冷卻工質(zhì)節(jié)流功率反向調(diào)節(jié)時機組經(jīng)濟性會降低。安全性方面,火電機組若長時間處于深度快速變負荷狀態(tài)會增加設(shè)備磨損,降低機組運行穩(wěn)定性。因此,本文考慮只有在風電波動引起的區(qū)域控制偏差(ACE)進入緊急調(diào)節(jié)區(qū),即|EACE|≥2(標幺值)時[12],火電機組才進入深度快速變負荷模式,且持續(xù)時間受到機組安全范圍限制。同時,進入深度快速變負荷狀態(tài)的火電機組在釋放蓄熱的過程中,除氧器水位、凝汽器壓力等會發(fā)生改變,機組蓄熱全部釋放后,至少需要再過1 min,機組的參數(shù)才能恢復(fù)到原來的水平。因此,火電機組是否進入深度快速變負荷狀態(tài)不僅受風電出力水平的影響,也會受到機組本身的技術(shù)限制。

2 考慮火電機組深度快速變負荷能力的含風電電力系統(tǒng)頻率控制方法的實現(xiàn)

由于火電機組當前時刻的深度快速變負荷狀態(tài)需要根據(jù)系統(tǒng)當前時刻的ACE值和火電機組之前時刻是否處于深度快速變負荷狀態(tài)決定,且火電機組從接受控制指令到采取措施進入深度快速變負荷狀態(tài),需要一定的準備時間,因此需要首先在預(yù)測層面提前制定火電機組深度快速變負荷狀態(tài)的開關(guān)計劃,然后在實時層面根據(jù)所制定的深度快速變負荷狀態(tài)的開關(guān)計劃,進行含風電電力系統(tǒng)的頻率控制。預(yù)測誤差的存在會使機組提前或滯后進入深度快速變負荷狀態(tài)甚至增加或減少進入深度快速變負荷狀態(tài)的次數(shù),影響改進策略對頻率偏差的控制,因此需要采取快速、準確的預(yù)測方法。

2.1 預(yù)測層面

圖1為預(yù)測層面制定火電機組深度快速變負荷狀態(tài)的開關(guān)計劃的流程圖。圖中,Pn為機組額定負荷，KG為機組調(diào)速器的放大倍數(shù)，Δt表示仿真步長,tmax為仿真終止時間,t0為火電機組兩次進入深度快速變負荷狀態(tài)的最小間隔時間,t1為深度快速變負荷狀態(tài)的持續(xù)時間,根據(jù)工程實際設(shè)定t0=1 min,t1=1 min[9]。γ為ACE的閾值,γ=2(標幺值)。在計算ACE時,本文采用了一種考慮可再生能源接入下的頻率分析模型[13],在ACE信號中加入了風電的預(yù)測誤差和傳統(tǒng)機組的發(fā)電偏差。由于對象是多區(qū)域互聯(lián)電力系統(tǒng),因此又在該文獻的基礎(chǔ)上,考慮了對聯(lián)絡(luò)線交換功率的控制,如式(1)所示。

EACE(t)=-BΔfave(t)+ΔPtie(t)+

ΔPGEN(t)+ΔPwind(t)

(1)

式中:B為當前區(qū)域的頻率偏差系數(shù);Δfave(t)為當前區(qū)域所有發(fā)電機的頻率偏差的平均值;ΔPtie(t)為當前區(qū)域所有聯(lián)絡(luò)線交換功率的實際值與計劃值的偏差之和;ΔPGEN(t)為當前區(qū)域所有發(fā)電機出力的實際值與計劃值的偏差之和;ΔPwind(t)為當前區(qū)域所有風電場輸出功率的實際值與預(yù)測值的偏差之和。

圖1 預(yù)測層面制定開關(guān)計劃的流程圖Fig.1 Flow chart of switching scheme at predictive level

開關(guān)計劃的具體步驟如下。

步驟1:輸入系統(tǒng)參數(shù)、風電功率超短期預(yù)測結(jié)果,令深度快速變負荷狀態(tài)量的初始值state(0)=0,表示火電機組未進入深度快速變負荷狀態(tài)。

步驟2:在t時刻,預(yù)測層面上在各個AGC的執(zhí)行周期內(nèi)計算具有深度快速變負荷能力的火電機組所在區(qū)域的EACE(t)。

步驟3:判斷火電機組t時刻的深度快速變負荷狀態(tài)量state(t)。若state(t)=0,執(zhí)行步驟4;否則,令火電機組的state(t+Δt)=1后,執(zhí)行步驟5。

步驟4:判斷條件a和b是否成立,條件a為|EACE(t)|>γ,條件b為火電機組前(t0-Δt)時刻的深度快速變負荷狀態(tài)量state(t-t0+Δt)=0。若條件a和b同時成立,令(t+Δt)～(t+t1)時段各時刻火電機組的深度快速變負荷狀態(tài)量均為1,(t+t1+Δt)～(t+t1+t0)時段各時刻火電機組的深度快速變負荷狀態(tài)量均為0;否則,令state(t+Δt)=0。然后執(zhí)行子步驟5。

步驟5:令t=t+Δt,重復(fù)子步驟2至4,直至t>tmax,仿真終止并輸出整個仿真時間段內(nèi)火電機組深度快速變負荷狀態(tài)的開關(guān)計劃。

2.2 實時層面

實時風電并網(wǎng)后,電網(wǎng)側(cè)多時間尺度的有功協(xié)調(diào)優(yōu)化調(diào)度模式通過日前計劃、滾動計劃、實時調(diào)度計劃和AGC逐級消除風電預(yù)測偏差,從而遞進地減小頻率偏差。圖2給出了投入AGC后考慮火電機組深度快速變負荷能力的系統(tǒng)頻率控制示意圖,采用的是基于直流潮流的頻率響應(yīng)分析模型[14],可以快速、準確地體現(xiàn)風電并網(wǎng)后系統(tǒng)的有功功率—頻率動態(tài)過程。AGC部分的模型分為以下3個部分。

1)ACE計算模塊。在AGC的執(zhí)行周期內(nèi)根據(jù)實測數(shù)據(jù)進行ACE計算。

2)所提控制策略模塊。根據(jù)預(yù)測層面得到的深度快速變負荷狀態(tài)的開關(guān)計劃,在實時層面可以判斷機組是否處于深度快速變負荷狀態(tài),進而確定機組的變負荷范圍、最大變負荷速率和調(diào)差系數(shù)。

圖2 考慮火電機組深度快速變負荷能力的電力系統(tǒng)頻率控制示意圖Fig.2 Schematic diagram of frequency control considering deep and fast load changing capability of thermal power unit

3)機組功率分配模塊。通過比例—積分(PI)控制器的作用得到總的二次調(diào)頻量,并在AGC的各控制周期內(nèi)對各AGC機組按照分配系數(shù)進行功率分配,實現(xiàn)了考慮深度快速變負荷的頻率控制方法與傳統(tǒng)調(diào)頻方式的配合。

引入積分平方誤差EISE指標[13]來量化分析火電機組深度快速變負荷對系統(tǒng)頻率控制效果的影響,有

(2)

式中:ΔPtie,j為區(qū)域j與其他區(qū)域間的總交換功率的偏移量；p為區(qū)域總數(shù);Δfi為系統(tǒng)中第i個節(jié)點的頻率偏移量；q為節(jié)點總數(shù)。EISE指標較小,表示系統(tǒng)的頻率控制效果較好。

3 算例分析

本文以IEEE 10機39節(jié)點系統(tǒng)作為仿真研究對象,其網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)及仿真參數(shù)見附錄B。為了便于研究,將其劃分成3個互聯(lián)的區(qū)域,各區(qū)域間共有4條主要的聯(lián)絡(luò)線。

3.1 在5 min時間尺度上驗證所提方法的有效性

在Area 2中的節(jié)點30上接入一個額定容量為1 200 MW的風電場,5 min(一個調(diào)度周期)內(nèi)其風電功率的超短期預(yù)測曲線和實際出力曲線對比見附錄C圖C1。由圖可知,風電功率超短期預(yù)測能較好地跟蹤風電功率的大致變化趨勢,可以提供準確的開關(guān)計劃。

在預(yù)測風電功率激勵下,采用改進調(diào)頻模式時機組7的頻率響應(yīng)曲線、Area 2的ACE曲線和機組7的深度快速變負荷狀態(tài)的開關(guān)計劃如圖3所示,可知機組7計劃在232～292 s進行一次深度快速變負荷。

圖3 預(yù)測層面的頻率、ACE曲線及制定的開關(guān)計劃Fig.3 Frequency, ACE curve and switching scheme at predictive level

圖4給出了實時風電功率激勵下,系統(tǒng)分別采用改進調(diào)頻模式、常規(guī)調(diào)頻模式時,機組7的頻率響應(yīng)曲線以及所有聯(lián)絡(luò)線的功率波動情況。

圖4 實時層面兩種不同模式下的頻率和聯(lián)絡(luò)線功率對比Fig.4 Comparison of frequency and tie-line power under different modes at real-time level

仿真過程中的某些時段雖然風電預(yù)測精度較高,卻出現(xiàn)頻率波動仍然十分劇烈的現(xiàn)象,這是由傳統(tǒng)燃煤機組的調(diào)節(jié)速率和調(diào)節(jié)范圍跟不上實際風電的快速波動造成的。以127～155 s時間段為例,風電預(yù)測與實際曲線基本重合,但是由于該時間段風電功率的變化速率達到了每秒0.02(標幺值),而3個AGC機組全部投入使用時的機組調(diào)節(jié)速率經(jīng)計算也僅有每秒0.007 5(標幺值)。此時由于機組向上調(diào)節(jié)速率不足,機組輸出功率小于凈負荷功率,導致頻率下降,若能夠通過火電機組深度快速變負荷來提升變負荷范圍和速率就可以限制頻率的進一步惡化。由圖4(a)的仿真結(jié)果可知,在風電功率快速向上爬坡、系統(tǒng)頻率偏差越限之前,機組7按照預(yù)測層面得到的開關(guān)計劃,進入了深度快速變負荷狀態(tài)且持續(xù)了1 min,使得系統(tǒng)的頻率偏差得到了很好的控制。如若系統(tǒng)采用常規(guī)調(diào)頻模式,則機組7在258～273 s這段時間內(nèi)的頻率偏差會超過0.2 Hz。圖4(b)展現(xiàn)了兩種控制方法下各區(qū)域的聯(lián)絡(luò)線交換功率的波動曲線,可見系統(tǒng)采用改進調(diào)頻模式后,區(qū)域間聯(lián)絡(luò)線交換功率波動明顯減小。由于風電場在Area 2接入,因此相對其他兩個區(qū)域來說,Area 2的聯(lián)絡(luò)線交換功率的波動幅度會更大。

為了對機組7進入深度快速變負荷狀態(tài)后,系統(tǒng)頻率控制能力提高的原因作進一步分析,附錄C圖C2和圖C3分別給出了兩種模式下系統(tǒng)所有機組的一次調(diào)頻調(diào)節(jié)量曲線、深度快速變負荷機組(機組7)的AGC調(diào)節(jié)量曲線。由圖C2可知,除了機組7以外,其他機組在常規(guī)調(diào)頻模式和改進調(diào)頻模式下的一次調(diào)頻調(diào)節(jié)量曲線與發(fā)電機節(jié)點的頻率變化曲線一致,這是由于其調(diào)速器的放大倍數(shù)KG一直保持不變。而機組7在進入深度快速變負荷狀態(tài)后,其調(diào)速器放大倍數(shù)KG由20增大為50,響應(yīng)頻率偏差的能力增強,因此一次調(diào)節(jié)量增大。

由附錄C圖C3可知,機組7進入深度快速變負荷狀態(tài)后,機組的變負荷范圍更寬,可以在低于常規(guī)發(fā)電機最小技術(shù)出力(50%Pn,對應(yīng)的當前機組出力變化量為-0.6(標幺值))的范圍內(nèi)運行,且最大變負荷速率由每分鐘1.5%Pn變?yōu)槊糠昼?%Pn,變負荷速率更快。若AGC的控制指令與一次調(diào)頻動作相反,應(yīng)先保證一次調(diào)頻效果,可仿照常規(guī)機組在頻率偏差大于門檻值時對AGC控制指令進行閉鎖來對火電機組進入深度快速變負荷狀態(tài)的指令閉鎖。本文的門檻值取自文獻[15],在|Δfi|>0.04 Hz時閉鎖進入深度快速變負荷狀態(tài)的指令,以避免調(diào)整動作次數(shù)的增多和調(diào)整量的浪費。

3.2 在1 h時間尺度上驗證所提方法的有效性

算例A驗證了在5 min這一較短的時間尺度上所提方法的有效性。本算例將在更長的時間尺度上,尤其是在風電功率波動更快速、劇烈,機組深度快速變負荷多次開關(guān)的情況下對比改進模式的頻率控制效果。在Area 2中的節(jié)點30接入一個額定容量為1 500 MW的風電場,1 h內(nèi)其風電功率的實際出力曲線如附錄C圖C4所示。

由于時間尺度增加到1 h,本算例需要考慮實時調(diào)度與AGC的配合,在t時刻對t+T(本文周期T取5 min)時段進行優(yōu)化,通過系統(tǒng)凈負荷短期預(yù)測對上一時間尺度發(fā)電計劃進行校核和偏差修正。以煤耗量最小為目標函數(shù),采用二次規(guī)劃法得到的各機組實時調(diào)度下的基點功率見附錄C圖C5。

圖5直觀地展現(xiàn)了長時間尺度下所提方法的頻率控制效果,采用常規(guī)調(diào)頻模式在風電接入的1 h時間內(nèi)頻率將發(fā)生13次越限,且在風電功率大幅度波動的1 918～2 303 s,越限時間超過了5 min,對系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定造成了很大的影響,而采用改進調(diào)頻模式下頻率沒有發(fā)生越限的情況。常規(guī)調(diào)頻模式下EISE，con=1 589.870 6,改進調(diào)頻模式下EISE，imp=642.638 3,亦能證明考慮火電機組深度快速變負荷能力的頻率控制方法提高了系統(tǒng)的頻率控制能力。

圖5 實時層面兩種不同模式下的頻率響應(yīng)曲線對比Fig.5 Comparison of frequency response curves under different modes at real-time level

改進調(diào)頻模式和常規(guī)調(diào)頻模式下,注入系統(tǒng)的風電功率相同,一般負荷因隨頻率變化而略有差異,因此系統(tǒng)的凈負荷近似相等。在這種情況下,系統(tǒng)頻率曲線波動的差異主要受發(fā)電機有功調(diào)節(jié)量的影響。附錄C圖C6給出了系統(tǒng)中所有發(fā)電機的原動機總出力曲線。對比可知改進調(diào)頻模式增強了火電機組響應(yīng)風電功率波動的能力。這是由于深度快速變負荷機組在進入深度變負荷狀態(tài)后機組變負荷范圍相對于其他機組更寬,變負荷速率也更快,如附錄C圖C7所示。

經(jīng)濟成本方面,由于風機控制相較于儲能經(jīng)濟性更佳,因此將所提改進方法與風電場的主動控制進行對比。風電場的主動控制以棄風為代價換取調(diào)頻的備用容量,因此其經(jīng)濟成本即為棄風成本。在本算例中超過調(diào)頻限額的棄風量為9.13 MW·h,根據(jù)陸上風電標桿上網(wǎng)電價0.61元/(kW·h),1 h內(nèi)的棄風成本為5 569元。由于冷凝水節(jié)流、供熱機組抽汽經(jīng)濟性良好,火電機組深度快速變負荷進行調(diào)頻的成本主要來自于凝汽器冷卻工質(zhì)節(jié)流功率反向調(diào)節(jié)時背壓升高對發(fā)電煤耗率的影響,機組背壓和機組負荷率變化帶來的總供電煤耗增加量為52.4 g/(kW·h)[16-17]。算例中機組進行9次時間為1 min的反向調(diào)節(jié),增加的耗煤量為3.93 t,按煤價550元/t換算為煤耗成本為2 161.5元,因此相較于其他常用的頻率控制方法,采用火電機組深度快速變負荷有更優(yōu)的經(jīng)濟性。

4 結(jié)語

本文基于含風電互聯(lián)電力系統(tǒng)的頻率分析模型,提出了一種考慮火電機組深度快速變負荷能力的含風電電力系統(tǒng)頻率控制方法。采用仿真程序和實際風電波動數(shù)據(jù)對所提方法進行了驗證,所得結(jié)論如下。

1)利用火電機組深度快速變負荷能力對火電機組的控制可以達到1 min級,因此可以應(yīng)用于系統(tǒng)頻率控制的思想。

2)建立了保留網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)并計及系統(tǒng)非線性因素的含風電互聯(lián)電力系統(tǒng)的頻率分析模型,考慮風電接入后給區(qū)域聯(lián)絡(luò)線交換功率帶來的波動,對ACE模型進行了修正。

3)提出了一種考慮火電機組深度快速變負荷能力的含風電電力系統(tǒng)頻率控制方法,仿真表明所提方法能夠從整體上提高系統(tǒng)的頻率控制能力。

本文通過設(shè)置ACE的閾值和判斷之前時刻的深度快速變負荷狀態(tài)量來考慮所提方法的經(jīng)濟性和安全性,這種處理方式在控制中是可取的,但是未能深入考慮電力系統(tǒng)與電廠機組的動態(tài)交互特性,下一步可以建立機組層面深度快速變負荷的控制模型,在控制策略中納入更多的對機組參數(shù),如主蒸汽壓力、凝結(jié)水流量的限制來保證機組的安全性和經(jīng)濟性。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

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