張 峰，李柏慷，丁 磊

（電網(wǎng)智能化調(diào)度與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（山東大學(xué)）,山東省濟(jì)南市 250061）

0 引言

在當(dāng)前電網(wǎng)發(fā)展趨勢(shì)下,風(fēng)電滲透率持續(xù)提升,預(yù)計(jì)2030 年中國風(fēng)電和光伏裝機(jī)容量達(dá)1 200 TW以上,新能源消費(fèi)占比達(dá)到25%。消納大規(guī)模新能源是國家能源戰(zhàn)略之一［1-4］,在火電機(jī)組體量占比大幅降低的背景下,風(fēng)電必將深度參與電網(wǎng)運(yùn)行控制,并將成為電網(wǎng)調(diào)頻的重要組成部分,且同時(shí)具備虛擬慣量和一次調(diào)頻的能力［5-6］。同步機(jī)兩個(gè)調(diào)頻環(huán)節(jié)分別對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)子動(dòng)能和鍋爐蓄熱,因此,轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和單位調(diào)節(jié)功率系數(shù)相互獨(dú)立。相比而言,非減載情況下,風(fēng)電虛擬慣量和一次調(diào)頻的能量均來源于轉(zhuǎn)子動(dòng)能,無法實(shí)現(xiàn)兩者的能量自然分配；同時(shí),因風(fēng)機(jī)槳葉動(dòng)能隨風(fēng)速變化具有時(shí)變性,風(fēng)電調(diào)頻動(dòng)能總量也在相應(yīng)波動(dòng)。由此,作為調(diào)頻主力電源,全風(fēng)況下風(fēng)機(jī)調(diào)頻應(yīng)在虛擬慣量和一次調(diào)頻兩個(gè)環(huán)節(jié)具有調(diào)頻能量聯(lián)動(dòng)改變的能力。為此,根據(jù)風(fēng)電調(diào)頻能量特點(diǎn),建立風(fēng)機(jī)調(diào)頻參數(shù)與對(duì)應(yīng)能量的耦合關(guān)系,獲取體現(xiàn)風(fēng)電實(shí)際調(diào)頻能力的等效參數(shù),使得電網(wǎng)具備可實(shí)時(shí)感知風(fēng)電實(shí)際調(diào)頻的能力將成為當(dāng)前亟須開展的研究內(nèi)容。

目前,針對(duì)風(fēng)電調(diào)頻控制策略及參數(shù)等效問題,國內(nèi)外學(xué)者構(gòu)建了相關(guān)控制模型和等效方法。文獻(xiàn)［7］考慮雙饋風(fēng)機(jī)的固有慣性時(shí)間常數(shù),并考慮調(diào)速器影響,等效計(jì)算了附加有功調(diào)頻環(huán)節(jié)的等效慣性時(shí)間常數(shù)；文獻(xiàn)［8］根據(jù)風(fēng)機(jī)時(shí)變的槳葉轉(zhuǎn)子動(dòng)能對(duì)輔助虛擬慣量調(diào)頻控制策略進(jìn)行改進(jìn),提升了風(fēng)機(jī)調(diào)頻的動(dòng)態(tài)性能；文獻(xiàn)［9］提出了基于線性增益的風(fēng)電調(diào)頻下垂控制策略,使增益數(shù)值為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的函數(shù),并基于此尋求合適的線性函數(shù)?？梢钥闯?上述研究關(guān)注虛擬慣量或一次調(diào)頻的單一環(huán)節(jié),并設(shè)置固定調(diào)頻參數(shù),然而并未考慮參數(shù)背后的調(diào)頻能量支撐,可能產(chǎn)生風(fēng)電調(diào)頻能力與參數(shù)不匹配的問題,尤其槳葉在低轉(zhuǎn)速時(shí)該問題更為突出。

為適應(yīng)風(fēng)速變化導(dǎo)致的調(diào)頻能量波動(dòng),文獻(xiàn)［10］提出了雙饋風(fēng)機(jī)限功率運(yùn)行下變系數(shù)的調(diào)頻控制策略；文獻(xiàn)［11］通過改變調(diào)差系數(shù)對(duì)雙饋風(fēng)機(jī)與同步發(fā)電機(jī)參與電網(wǎng)調(diào)頻期間的協(xié)調(diào)控制進(jìn)行研究；文獻(xiàn)［12］在不同風(fēng)況下通過對(duì)風(fēng)電調(diào)頻能力的分析制定了適用于多風(fēng)況的變系數(shù)風(fēng)電調(diào)頻策略。可以看出,該類文獻(xiàn)關(guān)注于單個(gè)調(diào)頻環(huán)節(jié)的變系數(shù)控制,然而風(fēng)電成為重要調(diào)頻電源時(shí),應(yīng)涵蓋慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻全程,并且調(diào)頻能量分配聯(lián)動(dòng)變化；另一類文獻(xiàn)［13-15］提出了涵蓋慣量和一次調(diào)頻的聯(lián)合調(diào)頻控制策略,但未考慮兩者與能量的耦合,采用固定系數(shù)調(diào)頻,既忽略背后的能量,同時(shí)也無法實(shí)現(xiàn)能量聯(lián)動(dòng)分配。綜上可以看出,風(fēng)電作為未來電網(wǎng)重要調(diào)頻資源,全風(fēng)況下調(diào)頻環(huán)節(jié)應(yīng)涵蓋慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻；同時(shí),如何構(gòu)建適合風(fēng)速不確定場(chǎng)景的調(diào)頻能量聯(lián)動(dòng)分配機(jī)制,并具備可體現(xiàn)實(shí)際調(diào)頻能力且跟隨風(fēng)速變化的時(shí)變、可知調(diào)頻參數(shù),將成為電網(wǎng)運(yùn)行重點(diǎn)關(guān)注的問題之一。

針對(duì)上述問題,文中從調(diào)頻本源能量的視角出發(fā),模擬同步機(jī)調(diào)頻能量分配比例,使風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量在虛擬慣量和一次調(diào)頻的兩個(gè)調(diào)頻環(huán)節(jié)合理分配,同時(shí)賦予它們明確可知且與其實(shí)際調(diào)頻能量相匹配的調(diào)頻參數(shù)。由此,使得電網(wǎng)調(diào)控能夠根據(jù)風(fēng)速掌握風(fēng)場(chǎng)乃至整個(gè)電網(wǎng)的實(shí)際調(diào)頻能力。

為此,文中首先分析了同步機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和蓄熱能量比例模型；在此基礎(chǔ)上,構(gòu)建了模擬同步機(jī)的風(fēng)電調(diào)頻能量分配機(jī)制；最后,建立了包含虛擬慣量和一次調(diào)頻雙饋風(fēng)機(jī)控制模型,推導(dǎo)了風(fēng)場(chǎng)面向電網(wǎng)端口的等效調(diào)頻參數(shù)模型。

1 問題描述

全風(fēng)況下同時(shí)參與電網(wǎng)調(diào)頻的慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻環(huán)節(jié),將是對(duì)未來風(fēng)電調(diào)頻的必然要求。與同步機(jī)的轉(zhuǎn)子動(dòng)能和鍋爐蓄熱的能量來源不同,風(fēng)電慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻有共同的調(diào)頻能量來源,非減載情況下調(diào)頻能量來源主要是槳葉動(dòng)能。風(fēng)電調(diào)頻方程如下所示:

式（2）中積分?jǐn)?shù)值為調(diào)頻區(qū)間中風(fēng)機(jī)調(diào)頻凈能量,主要來源于槳葉減速釋放的動(dòng)能。∫(2Hwdf/dt)dt和∫(KwΔf)dt分別為風(fēng)機(jī)虛擬慣量EH和一次調(diào)頻對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)子動(dòng)能EK?？梢?作為主要待求調(diào)頻參數(shù)Hw和Kw,由式（1）或式（2）的二元一次方程無法獲得唯一解。原因在于EH和EK疊在一起,共同的調(diào)頻能量來源使其無法自然分割。由此,若其中參數(shù)選取不當(dāng),將可能過多參與慣量響應(yīng)或一次調(diào)頻,必然影響整體調(diào)頻結(jié)果。為此,若能構(gòu)建能量分配及聯(lián)動(dòng)變化機(jī)制,使EH和EK在不同風(fēng)速下,隨著槳葉調(diào)頻能量的強(qiáng)弱進(jìn)行聯(lián)動(dòng)變化,則可有效解決上述問題。

在現(xiàn)有的同步機(jī)體系下,同步機(jī)各調(diào)頻能量環(huán)節(jié)依據(jù)設(shè)備動(dòng)態(tài)特性構(gòu)建成了慣量和一次調(diào)頻時(shí)間尺度內(nèi)合理銜接的快速調(diào)頻體系。相比而言,風(fēng)機(jī)目前無明確調(diào)頻能量分配機(jī)制。若引入同步機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和鍋爐蓄熱的能量釋放配比模型,使其模擬同步機(jī)的調(diào)頻能量協(xié)同關(guān)系,則可形成相對(duì)合理的槳葉調(diào)頻動(dòng)能的能量分配策略。

2 同步機(jī)調(diào)頻能量配比分析

依據(jù)文中所提模擬同步機(jī)調(diào)頻能量協(xié)同的思路,本章首先分析了當(dāng)前主流不同機(jī)型和容量下同步機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和蓄熱能量關(guān)系,并擬合出動(dòng)態(tài)能量分配函數(shù),為風(fēng)電引入同步機(jī)能量釋放配比模型提供理論支撐。

2.1 同步機(jī)蓄熱能量分析

同步機(jī)慣量響應(yīng)能量來源于轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,而一次調(diào)頻主要對(duì)應(yīng)鍋爐蓄熱。鍋爐蓄熱系數(shù)是衡量鍋爐蓄熱能量及一次調(diào)頻能力的主要參數(shù),其含義是單位汽包壓力變化導(dǎo)致鍋爐所釋放或吸收的能量［16］。在機(jī)組協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)中,通過計(jì)算蓄熱系數(shù)可以及時(shí)補(bǔ)償由于壓力偏差造成的鍋爐蓄熱的變化量,保證負(fù)荷快速響應(yīng)并利用鍋爐蓄熱迅速補(bǔ)償鍋爐能量,穩(wěn)定主蒸汽壓力的波動(dòng)。國內(nèi)外很多學(xué)者針對(duì)鍋爐蓄熱系數(shù)進(jìn)行了研究,并把它作為衡量機(jī)組鍋爐蓄熱大小的重要依據(jù)。

鍋爐蓄熱系數(shù)Cb主要通過試驗(yàn)法或機(jī)理分析法進(jìn)行求取,文中通過相關(guān)文獻(xiàn)數(shù)據(jù)［16-21］得到300～1 000 MW 不同容量以及不同型號(hào)鍋爐在額定工作點(diǎn)處的蓄熱系數(shù),見附錄A 表A1。目前,超臨界發(fā)電機(jī)組是火力發(fā)電的主力機(jī)組,具備更高的熱效率,而超臨界機(jī)組均為直流爐。直流爐的蓄熱能量僅為同參數(shù)汽包爐的25%～50%,蓄熱能力明顯降低。為利于對(duì)比分析,文中將亞臨界機(jī)組按上述比例進(jìn)行等值,等效為具有對(duì)比性的直流爐蓄熱系數(shù),文中按40%比例折算。進(jìn)一步,根據(jù)鍋爐允許的主汽壓力變化范圍,考慮同步機(jī)參與一次調(diào)頻的可釋放蓄熱能量。具體而言,常規(guī)同步機(jī)穩(wěn)態(tài)下主汽壓力ΔPt的波動(dòng)控制在0.2 Mpa 以內(nèi),動(dòng)態(tài)過程中主汽壓力的偏差不超過0.5 Mpa,鍋爐在一次調(diào)頻期間機(jī)組變壓速率范圍在0.30～0.45 MPa/min［21］。為了對(duì)鍋爐參與調(diào)頻過程中的蓄熱能力進(jìn)行定量計(jì)算,認(rèn)為主汽壓力變化的最大值是0.5 Mpa,而鍋爐蓄熱系數(shù)在額定壓力附近變化不明顯,可視為定值。由此,鍋爐可釋放蓄熱能量Ehea=ΔPtCb。通過上式獲取不同容量下同步機(jī)可釋放蓄熱能量,經(jīng)過曲線擬合獲取Ehea與機(jī)組裝機(jī)容量C的關(guān)系擬合曲線如圖1（a）所示。擬合函數(shù)如下:

圖1 不同容量鍋爐可釋放蓄熱能量和轉(zhuǎn)子動(dòng)能擬合曲線Fig.1 Fitting curves of releasable heat energy and rotor kinetic energy of boilers with different capacities

可見,隨著機(jī)組裝機(jī)容量的增大,可釋放蓄熱能量單調(diào)上升,并呈近似線性特征,且上述特征僅與鍋爐的容量與類型相關(guān)。

2.2 同步機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)能分析

在此基礎(chǔ)上,進(jìn)一步分析同步機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)能。作為頻率穩(wěn)定性分析的基本方程式,轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程可計(jì)算電網(wǎng)發(fā)生擾動(dòng)后多機(jī)或機(jī)網(wǎng)間的相對(duì)運(yùn)動(dòng)。相比慣性時(shí)間常數(shù),轉(zhuǎn)動(dòng)慣量的物理概念更為清晰,更能直觀反映不同機(jī)組的慣量響應(yīng)能力。

為此,文中依據(jù)附錄A 表A2 中不同裝機(jī)容量機(jī)組的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J,基于轉(zhuǎn)子動(dòng)能Eroa=0.5Jω2（其中,ω為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速）計(jì)算并獲取其轉(zhuǎn)子動(dòng)能分布情況,其中J與轉(zhuǎn)子質(zhì)量、半徑有關(guān)。由此得到機(jī)組裝機(jī)容量C與轉(zhuǎn)子動(dòng)能Eroa的擬合曲線,如圖1（b）所示,擬合函數(shù)如式（4）所示?？梢钥闯?轉(zhuǎn)子動(dòng)能隨著裝機(jī)容量的增大呈單調(diào)上升趨勢(shì),同時(shí)裝機(jī)容量越大,轉(zhuǎn)子動(dòng)能增量也越大。

Eroa=431.102-0.289 3C+0.000 5C2（4）

由此,可以獲取火電機(jī)組轉(zhuǎn)子動(dòng)能與蓄熱能量對(duì)比曲線,由式（3）和式（4）可得比值系數(shù)Ns(C)的表達(dá)式為:

不同容量鍋爐轉(zhuǎn)子動(dòng)能-蓄熱能量比例曲線如圖2 所示。

圖2 不同容量鍋爐轉(zhuǎn)子動(dòng)能-蓄熱能量比例曲線Fig.2 Ratio curve of rotor kinetic energy and stored heat energy of boilers with different capacities

由圖2 可知,比例曲線隨著容量的增大呈先減后增的趨勢(shì),原因在于圖1（b）中轉(zhuǎn)子動(dòng)能曲線斜率逐漸增大,也就是說隨著容量的增大,轉(zhuǎn)子動(dòng)能變化率比蓄熱能量的要大,由此呈現(xiàn)后段增大的趨勢(shì)。

3 風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量分配機(jī)制

目前,風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量沒有明確的分配機(jī)制,模擬同步機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和蓄熱能量特性成為風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量分配的選項(xiàng)之一。此時(shí),隨著風(fēng)速變化,風(fēng)機(jī)可等效成裝機(jī)容量“忽大忽小”的同步機(jī)。

非減載風(fēng)機(jī)的調(diào)頻能量主要為槳葉轉(zhuǎn)子動(dòng)能,其大小取決于槳葉旋轉(zhuǎn)速度。由此,把圖2 中Ns曲線的橫坐標(biāo)（同步機(jī)容量300～1 000 MW）線性折算成風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速,范圍為0.7～1.2 p.u.,將橫坐標(biāo)按風(fēng)機(jī)額定轉(zhuǎn)速標(biāo)幺化,形成可供風(fēng)機(jī)調(diào)頻參考的轉(zhuǎn)速與能量比例的分配曲線,對(duì)應(yīng)表達(dá)式如下:

進(jìn)一步量化分析不同轉(zhuǎn)速下對(duì)應(yīng)的可利用轉(zhuǎn)子動(dòng)能,并考慮風(fēng)機(jī)運(yùn)行點(diǎn)偏移造成的機(jī)械功率減載能量。通過獲得不同轉(zhuǎn)速分區(qū)下風(fēng)機(jī)的可釋放轉(zhuǎn)子動(dòng)能,可進(jìn)一步表征體現(xiàn)實(shí)際調(diào)頻能力的等效參數(shù)。

3.1 基于變化風(fēng)速的風(fēng)機(jī)槳葉動(dòng)能計(jì)算

從電網(wǎng)運(yùn)行角度而言,電力調(diào)度中心若希望提前獲取電網(wǎng)實(shí)際調(diào)頻能力,為運(yùn)行方式的改變或應(yīng)對(duì)N-1 擾動(dòng)能力評(píng)估提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ),基于預(yù)測(cè)風(fēng)速信息獲得風(fēng)場(chǎng)的等效調(diào)頻參數(shù)成為實(shí)現(xiàn)上述目的的唯一方式。為此,本節(jié)將風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量分配表達(dá)為風(fēng)速的函數(shù)。

將非減載模式下的機(jī)組槳葉轉(zhuǎn)速與風(fēng)速關(guān)系進(jìn)行分析,如附錄A 圖A1 所示。其中,風(fēng)機(jī)風(fēng)速在啟動(dòng)區(qū)或大于切出風(fēng)速vmax時(shí),風(fēng)機(jī)無法參與電網(wǎng)調(diào)頻。風(fēng)機(jī)捕獲的機(jī)械功率Pm如下所示:

可見,在該風(fēng)速區(qū)的最佳葉尖速比下,風(fēng)速與風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速呈線性關(guān)系。

恒轉(zhuǎn)速區(qū):處于恒轉(zhuǎn)速區(qū)的風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速隨風(fēng)速增加變化較小,但此時(shí)風(fēng)機(jī)的捕獲功率仍呈上升趨勢(shì)。根據(jù)風(fēng)機(jī)功率曲線關(guān)系可推得近似線性化的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速方程,其中各參量與附錄A 圖A1 對(duì)應(yīng)。

式中:ωmax為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子最大轉(zhuǎn)速；ωn為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子額定轉(zhuǎn)速；vn為恒轉(zhuǎn)速區(qū)的切出風(fēng)速；v2為恒轉(zhuǎn)速區(qū)的切入風(fēng)速。

恒功率區(qū):當(dāng)風(fēng)機(jī)輪轂處的風(fēng)速超過額定風(fēng)速后,風(fēng)機(jī)輸出功率將不會(huì)繼續(xù)增加,在槳距角控制下風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和輸出功率均恒定不變,且轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速處于最高轉(zhuǎn)速。該工況下其參與調(diào)頻的功率增量取決于風(fēng)機(jī)的極限功率。考慮到極限功率易引發(fā)風(fēng)機(jī)保護(hù)動(dòng)作,文中在該區(qū)間將提供0.1 p.u.的調(diào)頻功率增量,同時(shí)在調(diào)頻時(shí)間尺度內(nèi),認(rèn)為高風(fēng)速下風(fēng)機(jī)退出調(diào)頻時(shí)不易引發(fā)功率跌落。因此,在該區(qū)間的風(fēng)機(jī)提供額定調(diào)頻功率,無須設(shè)定等效參數(shù)。

由上述推導(dǎo)可得中低轉(zhuǎn)速下的可釋放轉(zhuǎn)子動(dòng)能Ew0的表達(dá)式如式（18）所示,文中風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速最小值（ωmin）、ωn、ωmax分別取值為0.7、1.0、1.2 p.u.；最小風(fēng)速vmin、風(fēng)機(jī)MPPT 運(yùn)行區(qū)間對(duì)應(yīng)的起始風(fēng)速和結(jié)束風(fēng)速（vw1和vw2）、vn、vmax分別為3、5、10、12、24 m/s。

3.2 考慮風(fēng)機(jī)運(yùn)行點(diǎn)偏移的凈釋放動(dòng)能校正

風(fēng)機(jī)調(diào)頻過程中,槳葉轉(zhuǎn)速及運(yùn)行點(diǎn)的變化導(dǎo)致葉尖速比及風(fēng)能捕獲系數(shù)降低,風(fēng)機(jī)運(yùn)行點(diǎn)發(fā)生偏移。實(shí)際上,在槳葉動(dòng)能釋放提升功率的過程中,一方面可抵消運(yùn)行點(diǎn)偏移造成的風(fēng)能捕獲降低,另一方面可提供頻率響應(yīng)增量。若忽略運(yùn)行點(diǎn)影響,并按槳葉動(dòng)能釋放調(diào)頻能量,則可能導(dǎo)致風(fēng)機(jī)過度參與調(diào)頻,退出調(diào)頻時(shí)會(huì)發(fā)生較大的功率跌落,較易引發(fā)頻率的二次跌落。因此,適當(dāng)考慮風(fēng)機(jī)運(yùn)行點(diǎn)偏移引發(fā)的風(fēng)能捕獲系數(shù)降低問題,并將其考慮在風(fēng)機(jī)調(diào)頻參數(shù)的設(shè)定及調(diào)整過程中,則可有效保障風(fēng)機(jī)調(diào)頻及退出過程的功率平穩(wěn)性,降低頻率發(fā)生二次跌落的風(fēng)險(xiǎn),即

4 風(fēng)機(jī)時(shí)變調(diào)頻參數(shù)等效模型

基于風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量分解,進(jìn)一步將其各自對(duì)應(yīng)能量映射為風(fēng)機(jī)調(diào)頻參數(shù)?？梢?本文所提能量聯(lián)動(dòng)分配的風(fēng)電調(diào)頻參數(shù)映射方法可使電網(wǎng)調(diào)度根據(jù)各風(fēng)場(chǎng)的預(yù)測(cè)風(fēng)速信息直接估算出各風(fēng)場(chǎng)的等效調(diào)頻參數(shù)。

4.1 時(shí)變調(diào)頻參數(shù)等效模型

風(fēng)機(jī)模擬同步機(jī)參與調(diào)頻過程中,可將虛擬慣性響應(yīng)的能量與雙饋風(fēng)機(jī)額定容量Pw的比值定義為雙饋風(fēng)機(jī)的凈慣性時(shí)間常數(shù),用Hw表示。根據(jù)式（10）和式（11）可得:

可見,根據(jù)式（22）和式（25）得到了在不同風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速下的等效調(diào)頻參數(shù)。由此,電網(wǎng)調(diào)度通過獲取遠(yuǎn)方風(fēng)場(chǎng)的風(fēng)速數(shù)值,可由所提方法獲取電網(wǎng)風(fēng)場(chǎng)的實(shí)際可調(diào)頻能力及調(diào)頻參數(shù)。

4.2 調(diào)頻參數(shù)設(shè)定方法的應(yīng)用模式

本節(jié)從風(fēng)場(chǎng)端和調(diào)度端提出所提方法的應(yīng)用方式。在風(fēng)場(chǎng)端,如附錄A 圖A2 所示,調(diào)頻參數(shù)分別為風(fēng)機(jī)調(diào)頻有功附加控制環(huán)節(jié)中的微分系數(shù)和比例系數(shù)。對(duì)于雙饋異步風(fēng)機(jī)而言,附加有功控制的功率增量指令傳遞給轉(zhuǎn)子側(cè)變流器,其功率值為定子側(cè)輸出功率,未考慮轉(zhuǎn)子回路的饋出功率。為此,在風(fēng)機(jī)調(diào)頻有功附加控制環(huán)節(jié)中,微分系數(shù)H'w和比例系數(shù)K'w按如下進(jìn)行修正,其中s為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)差率。

此外,在雙饋風(fēng)機(jī)調(diào)頻期間的動(dòng)態(tài)過程中,調(diào)頻功率增量引發(fā)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速下降,與轉(zhuǎn)速基準(zhǔn)值不一致還將導(dǎo)致速度控制器與槳距角控制器動(dòng)作。當(dāng)轉(zhuǎn)速低于基準(zhǔn)值時(shí),會(huì)導(dǎo)致速度控制器輸出的有功功率參考值降低,同時(shí)會(huì)導(dǎo)致槳距角增大,減少注入風(fēng)機(jī)的機(jī)械功率,對(duì)調(diào)頻功率增量有抑制作用。文中為避免兩個(gè)環(huán)節(jié)的影響,調(diào)頻期間將短時(shí)閉鎖調(diào)速器和槳距角控制。

對(duì)于電網(wǎng)調(diào)度端而言,如圖3 所示,通過數(shù)據(jù)采集與監(jiān)控（SCADA）系統(tǒng)獲取遠(yuǎn)方風(fēng)場(chǎng)時(shí)變調(diào)頻參數(shù)。由此,電網(wǎng)可依此評(píng)估電網(wǎng)應(yīng)對(duì)N-1 擾動(dòng)的能力,以及電網(wǎng)調(diào)頻容量的充盈度,并為電網(wǎng)運(yùn)行方式調(diào)整提供理論支撐。相比傳統(tǒng)研究,文中所提方法對(duì)于電網(wǎng)運(yùn)行而言,所提方法參數(shù)可體現(xiàn)實(shí)際調(diào)頻能力并具有明確的可知性,而且具備了根據(jù)變化風(fēng)速自適應(yīng)調(diào)整參數(shù)的能力,同時(shí)可將風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量在慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻的不同尺度下聯(lián)動(dòng)合理分配。

圖3 參數(shù)設(shè)定方法的流程圖Fig.3 Flow chart of parameter setting method

對(duì)于風(fēng)場(chǎng)端而言,風(fēng)場(chǎng)根據(jù)超短期風(fēng)速預(yù)測(cè)信息,每隔一段時(shí)間（如5 min 或10 min）對(duì)調(diào)頻參數(shù)進(jìn)行一次整定［22-23］。當(dāng)在該時(shí)間段內(nèi)發(fā)生功率擾動(dòng)事件時(shí),進(jìn)入閉鎖狀態(tài),然后按當(dāng)前風(fēng)速和轉(zhuǎn)速對(duì)調(diào)頻參數(shù)在線校正,由此構(gòu)成超前離線整定、在線校正的控制過程,并可削弱風(fēng)速預(yù)測(cè)精度引入的控制誤差。調(diào)頻結(jié)束后,重新跟隨風(fēng)速變化進(jìn)入調(diào)頻參數(shù)整定計(jì)算。

5 算例驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提參數(shù)設(shè)定方法,在MATLAB/Simulink 仿真平臺(tái)搭建兩區(qū)域系統(tǒng)仿真模型,仿真結(jié)構(gòu)見附錄A 圖A3。同步發(fā)電機(jī)組裝機(jī)容量為600 MW,出口電壓為20 kV,經(jīng)升壓變壓器將電壓抬升至220 kV,風(fēng)場(chǎng)由300 臺(tái)1.5 MW 的雙饋風(fēng)機(jī)構(gòu)成,出口電壓0.575 kV,同步機(jī)及雙饋風(fēng)機(jī)的運(yùn)行參數(shù)見附錄A 表A3。為簡化問題,仿真用單臺(tái)風(fēng)機(jī)運(yùn)行模型代替風(fēng)場(chǎng),并通過負(fù)荷突增模擬電網(wǎng)大擾動(dòng)事件。仿真中按0.1 Hz/s 和0.033 Hz 的閾值啟動(dòng)虛擬慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻。為驗(yàn)證文中所提風(fēng)電具備聯(lián)動(dòng)分配和可知特性參數(shù)的設(shè)定方法,設(shè)置如下仿真算例進(jìn)行分析:

算例1:具有固定調(diào)頻微分和比例參數(shù)。該參數(shù)由某風(fēng)速（本文選10 m/s）下槳葉動(dòng)能按一定比例（本文選0.5）分配能量,未考慮運(yùn)行點(diǎn)偏移導(dǎo)致的機(jī)械能損失,并按式（22）、式（25）計(jì)算對(duì)應(yīng)調(diào)頻參數(shù)。

算例2:具有跟隨風(fēng)速變化的變系數(shù)調(diào)頻參數(shù)。以算例1 中固定系數(shù)對(duì)應(yīng)的槳葉動(dòng)能為基準(zhǔn),隨著風(fēng)速變化按槳葉動(dòng)能的變化,等比例變化調(diào)頻參數(shù)。

算例3:采用文中所提跟隨風(fēng)速變化的聯(lián)動(dòng)、可知的變系數(shù)參數(shù)設(shè)定方法。

5.1 低風(fēng)速的參數(shù)等值及調(diào)頻效果分析

為了對(duì)比固定調(diào)頻參數(shù)和本文所提考慮能量分配的調(diào)頻參數(shù)設(shè)定方法,本節(jié)首先在低風(fēng)速仿真下驗(yàn)證效果。風(fēng)場(chǎng)初始風(fēng)速設(shè)置為9 m/s,風(fēng)場(chǎng)穩(wěn)態(tài)輸出功率為178 MW,同步機(jī)穩(wěn)態(tài)輸出功率為373 MW,系統(tǒng)負(fù)荷突增5%。根據(jù)上述3 組算例中的參數(shù)設(shè)定方法,低風(fēng)速下各算例的等值調(diào)頻參數(shù)分別為:算例1 中Hw=0.33,KG=17.03；算例2中Hw=0.23,KG=11；算 例3 中Hw=0.37,KG=13.28。在上述等值參數(shù)下,其仿真效果對(duì)比分析如圖4 所示。

從圖4 可以看出,因采用固定調(diào)頻參數(shù),算例1在調(diào)頻初期釋放較多動(dòng)能參與調(diào)頻,提高了系統(tǒng)頻率最低點(diǎn),但風(fēng)機(jī)自身具備的調(diào)頻能量不足以支撐風(fēng)場(chǎng)參與一次調(diào)頻全程,后期隨著轉(zhuǎn)子動(dòng)能釋放,在22 s 附近觸發(fā)風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速下限保護(hù),被迫退出調(diào)頻并提前進(jìn)入轉(zhuǎn)速恢復(fù)階段,同時(shí)引發(fā)了頻率二次跌落?？梢?在低風(fēng)速下固定的調(diào)頻參數(shù)設(shè)置有可能無法提供足夠的調(diào)頻能量,此時(shí)調(diào)頻參數(shù)標(biāo)稱的調(diào)頻能力相比實(shí)際調(diào)頻能力明顯偏高,并增加了引發(fā)二次跌落的風(fēng)險(xiǎn)。同時(shí),從電網(wǎng)運(yùn)行角度而言,風(fēng)場(chǎng)調(diào)頻能力與參數(shù)不匹配會(huì)使調(diào)頻參數(shù)具有不可知性。

圖4 低風(fēng)速下仿真結(jié)果Fig.4 Simulation results under condition of low wind speed

相比而言,算例2 以算例1 中槳葉動(dòng)能為基準(zhǔn)等比例調(diào)整,克服了算例1 中固定比例的缺陷。算例2 中根據(jù)低風(fēng)速下槳葉動(dòng)能的降低自適應(yīng)減小了調(diào)頻參數(shù),從整個(gè)過程看其調(diào)頻參數(shù)支撐了慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻全過程,同時(shí)頻率可以相對(duì)平穩(wěn)恢復(fù),整個(gè)過程未觸發(fā)轉(zhuǎn)速保護(hù)?？梢?低風(fēng)速下算例2的調(diào)頻效果較為良好,與算例3 中本文所提方法的調(diào)頻效果接近,但同時(shí)其固有的參數(shù)設(shè)置主觀性仍無法有效避免。算例2 下的調(diào)頻參數(shù)將在中風(fēng)速下出現(xiàn)明顯問題,具體見5.2 節(jié)分析。

算例3 中參數(shù)為本文根據(jù)風(fēng)速計(jì)算出的具備聯(lián)動(dòng)時(shí)變特征的調(diào)頻參數(shù),從圖4 中可以看出頻率動(dòng)態(tài)較為合理,模擬同步機(jī)調(diào)頻特性將風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量在慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻階段進(jìn)行分配,慣量響應(yīng)與一次調(diào)頻可有效銜接,在一次調(diào)頻時(shí)間尺度內(nèi)持續(xù)為電網(wǎng)提供有功支撐,且未觸發(fā)轉(zhuǎn)速保護(hù),充分利用了自身調(diào)頻能量?？梢?相對(duì)其他算例場(chǎng)景,文中所提策略可以在低風(fēng)速下實(shí)現(xiàn)能量聯(lián)動(dòng)分配,并具備合理的調(diào)頻參數(shù)設(shè)定值,其調(diào)頻參數(shù)與實(shí)際調(diào)頻能力相匹配,具有使電網(wǎng)可獲知的能力。

5.2 中風(fēng)速的參數(shù)等值及調(diào)頻效果分析

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提方法的有效性,選擇在12 m/s 風(fēng)速下對(duì)比上述算例的仿真效果,此時(shí)風(fēng)場(chǎng)穩(wěn)態(tài)出力為413 MW,同步機(jī)出力為452 MW,同樣設(shè)置5%的負(fù)荷擾動(dòng),仿真結(jié)果如圖5 所示。根據(jù)相應(yīng)參數(shù)定義方法,算例1 中采用與低風(fēng)速場(chǎng)景相同的固定調(diào)頻系數(shù),算例2 中參數(shù)根據(jù)風(fēng)速變化而改變,Hw=0.48,KG=23.9；算例3 采用本文所提跟隨風(fēng)速時(shí)變的調(diào)頻參數(shù),經(jīng)過計(jì)算改為Hw=0.45,KG=18.5。

圖5 中風(fēng)速下仿真結(jié)果Fig.5 Simulation results under condition of middle wind speed

隨著風(fēng)速的增加,不同算例的調(diào)頻效果出現(xiàn)明顯的變化。從圖5 中可以看出,算例1 中調(diào)頻系數(shù)保持固定,其在低風(fēng)速下出現(xiàn)了調(diào)頻參數(shù)與調(diào)頻能力明顯不匹配的問題。在相對(duì)較高的風(fēng)速下,固定參數(shù)的調(diào)頻能力得到了較高槳葉動(dòng)能的支撐,雖然調(diào)頻效果相對(duì)良好,但該參數(shù)方法仍存在無法跟隨時(shí)變風(fēng)速進(jìn)行相應(yīng)改變的固有缺陷。

進(jìn)一步分析算例2 的仿真效果,隨著風(fēng)速增大,根據(jù)算例2 的參數(shù)設(shè)置原則,其調(diào)頻參數(shù)將相應(yīng)變大。但可以看出,算例2 出現(xiàn)了明顯的調(diào)頻參數(shù)過高的情況,如圖5 所示。具體表現(xiàn)為調(diào)頻初期具有良好的慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻能力,頻率跌落速度和最低點(diǎn)均具有明顯提升,但頻率恢復(fù)階段出現(xiàn)了明顯的功率支撐不足的情況?？梢?算例2 中出現(xiàn)了調(diào)頻初期過度響應(yīng),而導(dǎo)致頻率恢復(fù)支撐能量不足。分析其原因,在于算例2 根據(jù)槳葉轉(zhuǎn)速響應(yīng)等比例改善了調(diào)頻參數(shù),但該設(shè)定方法未考慮運(yùn)行點(diǎn)偏移造成的風(fēng)能捕獲降低的問題,隨著轉(zhuǎn)子動(dòng)能的釋放,風(fēng)機(jī)過多地偏離初始運(yùn)行點(diǎn),造成釋放轉(zhuǎn)子動(dòng)能不足以補(bǔ)償風(fēng)能捕獲功率降低的問題。由此,導(dǎo)致調(diào)頻參數(shù)上調(diào)后調(diào)頻參數(shù)高于實(shí)際調(diào)頻能力。

算例3 中采用的參數(shù)設(shè)定方法隨著風(fēng)機(jī)總體調(diào)頻能力的提升仍然可以實(shí)現(xiàn)能量的合理分配,在調(diào)頻能量計(jì)算過程中已考慮了運(yùn)行點(diǎn)偏移引發(fā)的機(jī)械能損失,得到的調(diào)頻參數(shù)可保障雙饋風(fēng)機(jī)平穩(wěn)支撐慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻,具有良好的調(diào)頻效果。

5.3 變風(fēng)速多工況下本文等值參數(shù)及調(diào)頻效果分析

為了進(jìn)一步體現(xiàn)文中所提參數(shù)設(shè)定方法的特征,本節(jié)列出了變風(fēng)速多工況下所提方法等值參數(shù)的對(duì)比分析,其中波動(dòng)風(fēng)速如附錄A 圖A4 所示。

在波動(dòng)風(fēng)速情況下,從整體趨勢(shì)上看,如圖6 所示,文中所提參數(shù)設(shè)定方法的微分和比例參數(shù)跟隨風(fēng)速保持變化,呈現(xiàn)時(shí)變、聯(lián)動(dòng)和可知的特征。與此同時(shí),進(jìn)一步觀察能量分配在慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻環(huán)節(jié)的比例曲線,可以看出文中方法模擬同步機(jī)的調(diào)頻能量分配模式,兩個(gè)調(diào)頻環(huán)節(jié)的能量比重同樣隨風(fēng)速發(fā)生改變。

圖6 變風(fēng)速下的等值參數(shù)對(duì)比分析Fig.6 Comparative analysis of equivalent parameters under condition of variable wind speeds

從等值參數(shù)隨風(fēng)速的變化趨勢(shì)的角度繼續(xù)分析,由圖6 可知,在較低風(fēng)速的MPPT 區(qū)間時(shí),考慮風(fēng)機(jī)運(yùn)行點(diǎn)偏移造成的機(jī)械損失,同時(shí)避免觸發(fā)轉(zhuǎn)速保護(hù),所提方法調(diào)頻參數(shù)較??；隨著轉(zhuǎn)速增大,風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)子動(dòng)能增加,所提方法的調(diào)頻系數(shù)隨之增大,同時(shí)模擬同步機(jī)能量分配自適應(yīng)調(diào)整分配系數(shù),考慮了機(jī)械能損失,將凈調(diào)頻能量在慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻間合理分配。在恒轉(zhuǎn)速區(qū)間時(shí),轉(zhuǎn)子動(dòng)能近似不變,風(fēng)機(jī)槳距角仍近似為0,Cp變化不大,但此時(shí)隨風(fēng)速增加產(chǎn)生的機(jī)械能損失增加。由此導(dǎo)致在恒轉(zhuǎn)速區(qū),隨著風(fēng)速增加風(fēng)機(jī)的凈轉(zhuǎn)子動(dòng)能呈降低趨勢(shì)?？梢?考慮機(jī)械能捕獲損失,調(diào)頻參數(shù)在中高風(fēng)速段并非隨風(fēng)速單調(diào)上升,而是呈現(xiàn)隨風(fēng)速增加先增后減的趨勢(shì)。

在變風(fēng)速多工況下的調(diào)頻效果方面,文中分別選取了低風(fēng)速和中風(fēng)速情況下發(fā)生擾動(dòng)的調(diào)頻過程,并分別采用上述3 個(gè)算例進(jìn)行仿真分析,仿真結(jié)果如圖7 所示。

圖7 變風(fēng)速下調(diào)頻效果Fig.7 Frequency regulation performance under condition of variable wind speeds

由圖7 所示系統(tǒng)頻率曲線可以看出,考慮時(shí)變風(fēng)速情況下頻率曲線的波動(dòng)性明顯增強(qiáng)。3 個(gè)算例中,算例1 無法跟隨風(fēng)速變化自適應(yīng)調(diào)整調(diào)頻參數(shù),而算例2 和3 可以跟隨風(fēng)速變化自適應(yīng)調(diào)整調(diào)頻參數(shù),但相比而言,算例3 能夠合理分配調(diào)頻過程的能量。因此,圖7 中算例3 在低風(fēng)速和中風(fēng)速下均具有良好的調(diào)頻效果,同時(shí)風(fēng)速變化情況下具有跟隨變化的等值參數(shù)。由此可見,在時(shí)變風(fēng)速的調(diào)頻效果方面,本文所提策略在隨機(jī)風(fēng)速下,能夠在維持自身機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行的前提下充分利用儲(chǔ)存在葉片中的能量,為系統(tǒng)提供更有效的功率支持。

綜上,從調(diào)頻能量視角出發(fā),仿真結(jié)果驗(yàn)證了本文所提方法自適應(yīng)實(shí)現(xiàn)調(diào)頻能量在慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻之間的合理分配,使其調(diào)頻參數(shù)與實(shí)際調(diào)頻能力相匹配,并使調(diào)頻參數(shù)明確可知。因此,電網(wǎng)調(diào)度端可根據(jù)風(fēng)速數(shù)值直接評(píng)估該風(fēng)場(chǎng)的實(shí)際調(diào)頻參數(shù)和調(diào)頻能量,為調(diào)度端的實(shí)際決策提供參數(shù)依據(jù)。

6 結(jié)語

通過建立風(fēng)機(jī)調(diào)頻參數(shù)與調(diào)頻能量的強(qiáng)耦合聯(lián)系,提出了合理分配風(fēng)機(jī)調(diào)頻能量,且跟隨風(fēng)速變化的時(shí)變調(diào)頻參數(shù)設(shè)定方法,為電網(wǎng)滾動(dòng)獲取并評(píng)估電網(wǎng)調(diào)頻能力提供了有效思路。通過理論分析和仿真驗(yàn)證,得到如下結(jié)論:

1）所提調(diào)頻參數(shù)設(shè)定方法在中、低風(fēng)速下能夠提供涵蓋慣量響應(yīng)和一次調(diào)頻,并具備明確的變系數(shù)計(jì)算方法,同時(shí)可實(shí)現(xiàn)調(diào)頻能量在兩個(gè)調(diào)頻環(huán)節(jié)的合理分配；

2）對(duì)于電網(wǎng)調(diào)度而言,可通過風(fēng)速監(jiān)測(cè)得到能夠體現(xiàn)風(fēng)場(chǎng)實(shí)際調(diào)頻能力的等效調(diào)頻參數(shù),及時(shí)評(píng)估風(fēng)機(jī)及電網(wǎng)的調(diào)頻水平,為電網(wǎng)調(diào)頻容量充盈性做出判斷和反應(yīng),同時(shí)為運(yùn)行方式的改變提供支撐。

另外,雖然文中所提策略針對(duì)的是風(fēng)機(jī)MPPT模式,但對(duì)于減載場(chǎng)景,如風(fēng)機(jī)單方式減載或多方式減載組合進(jìn)行調(diào)頻時(shí),模型計(jì)算相對(duì)復(fù)雜,但文中所提調(diào)頻參數(shù)設(shè)定思路和方法仍然適用。

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