汪成根,李 強(qiáng),韓華春

(國網(wǎng)江蘇省電力有限公司 電力科學(xué)研究院,江蘇 南京 211103)

隨著社會快速發(fā)展的需求與能源緊缺之間矛盾的日益突出,使得世界各國越來越重視對新能源的開發(fā)和利用。海上風(fēng)電憑借其風(fēng)能資源豐富、不占用土地等優(yōu)點(diǎn),受到了廣泛關(guān)注。據(jù)公開數(shù)據(jù)顯示,截至2021年年底,我國海上風(fēng)電累計(jì)裝機(jī)容量約為2 535.2萬 kW。其中,已投運(yùn)與在建的海上風(fēng)電項(xiàng)目大多集中在離岸距離50 km左右的近海風(fēng)電場。然而近海風(fēng)能資源有限,想要獲取更多的海上風(fēng)能資源,未來海上風(fēng)電場必須要向規(guī)?；⑸钸h(yuǎn)?；?、單機(jī)容量大型化等方向發(fā)展[1,2]。

目前,海上風(fēng)電輸電并網(wǎng)形式主要有高壓交流輸電、柔性直流輸電以及柔性低頻輸電。其中,近海小規(guī)模的風(fēng)電場多采用高壓交流輸電(High voltage alternating current,HVAC)方式。這種方式技術(shù)成熟、成本低,且有眾多的實(shí)際項(xiàng)目可參考。但是,當(dāng)針對深遠(yuǎn)海風(fēng)電場傳輸電力時(shí),電纜的電容效應(yīng)問題突出,且海上風(fēng)電場與岸上電網(wǎng)之間存在耦合現(xiàn)象,無法實(shí)現(xiàn)故障隔離[3]。因此,針對傳輸距離與電容效應(yīng)之間的關(guān)系,有學(xué)者基于電力電子全控型器件,研發(fā)了另一種輸電技術(shù)即柔性直流輸電(Voltage source converter based high voltage direct current transmission,VSC-HVDC)。這種輸電方式充分利用了全控型器件、交流電與直流電的優(yōu)點(diǎn),有效地提升了系統(tǒng)的傳輸容量與距離,解決了海上風(fēng)電大規(guī)模傳輸?shù)膯栴}[4,5]。但是,這種輸電方式所需電力電子器件數(shù)量大且需要建立海上與岸上變頻站,不可避免地增加了系統(tǒng)建設(shè)的成本[6]。

針對以上兩種輸電方式的問題,文獻(xiàn)[7]提出了一種適用于遠(yuǎn)海地區(qū)的新型輸電技術(shù)即低頻輸電(Low frequency alternating current,LFAC)。該系統(tǒng)由海上風(fēng)電場、低頻變壓器、海底電纜、岸上交交變頻站與大電網(wǎng)組成。與傳統(tǒng)的海上風(fēng)電場并網(wǎng)方式不同,LFAC系統(tǒng)從風(fēng)電場直接傳輸頻率為16.7Hz的交流電。此時(shí),由于頻率的降低,使得電纜的電容效應(yīng)也顯著減小。最后,通過岸上變頻站將電能轉(zhuǎn)換為工頻交流電實(shí)現(xiàn)與大電網(wǎng)的并網(wǎng)。在整個電能傳輸過程中,由于海上LFAC系統(tǒng)與岸上大電網(wǎng)頻率不一致,因此岸上變頻站中的低頻側(cè)換流器與網(wǎng)側(cè)換流器需要采用解耦控制。但這也隔絕了海上風(fēng)電場與岸上大電網(wǎng)頻率之間的聯(lián)系,使得海上風(fēng)電場無法響應(yīng)岸上電網(wǎng)頻率的變化。

類似的問題,在海上風(fēng)電經(jīng)柔直輸電并網(wǎng)中也有出現(xiàn)。對此,文獻(xiàn)[8,9]提出利用直流電壓作為岸上電網(wǎng)頻率變化的信號載體,重新建立起電網(wǎng)頻率與風(fēng)電場頻率之間的聯(lián)系,使得海上風(fēng)電場可以響應(yīng)電網(wǎng)頻率的變化。然而,由于交流輸電系統(tǒng)的無功損耗問題,使得風(fēng)電場中各風(fēng)機(jī)端電壓無法保證一致。因此,對于本質(zhì)還是交流電的LFAC系統(tǒng)來說,不能直接借鑒柔直輸電系統(tǒng)中將電壓作為頻率變化信號載體的方法。同時(shí),考慮到交流輸電系統(tǒng)中各處頻率一致的特性,因而相比于電壓,頻率更適合作為LFAC系統(tǒng)中頻率變化的信號載體。

對此,本文提出一種基于頻率線性映射的海上風(fēng)電-低頻輸電系統(tǒng)的調(diào)頻控制方法,將岸上電網(wǎng)頻率的變化信號經(jīng)LFAC系統(tǒng)的換流器直接傳遞給遠(yuǎn)海風(fēng)電場,隨后依據(jù)變化的頻率信號對風(fēng)電機(jī)組有功功率進(jìn)行調(diào)整,進(jìn)而重新建立起電網(wǎng)頻率與海上風(fēng)電場頻率之間的聯(lián)系。最后,在Matlab/Simulink平臺搭建仿真模型,對所提控制方案進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。

1 LFAC并網(wǎng)海上風(fēng)電系統(tǒng)模型

如圖1所示為遠(yuǎn)海風(fēng)電場經(jīng)LFAC送出的系統(tǒng)拓?fù)鋱D。其中,遠(yuǎn)海風(fēng)電場經(jīng)低頻變壓器、海底電纜與基于背靠背式變換器的岸上變頻站相連,隨后再經(jīng)過岸上變壓器、輸電線路與大電網(wǎng)相連[10]。其中,岸上變頻站主電路如圖2所示[11]。

圖1 海上風(fēng)電場經(jīng)LFAC并網(wǎng)拓?fù)鋱D

圖2 岸上交交變頻主電路

1.1 低頻側(cè)控制策略

低頻側(cè)換流器主要目的是為了接受并傳輸遠(yuǎn)海風(fēng)電場發(fā)出的功率[12]。然而,由于風(fēng)速的波動性以及交流系統(tǒng)的無功損耗的限制,使得海上風(fēng)電機(jī)組的出力(低頻輸電線路頻率)及電壓均存在波動。因此,如果低頻側(cè)換流器不采用定交流電壓與定頻率控制,那么將不能維持低頻輸電系統(tǒng)的頻率與電壓穩(wěn)定。所以,這側(cè)換流器需采用恒壓恒頻控制。

恒壓恒頻控制策略簡化控制框圖如圖3所示。其中,由于低頻系統(tǒng)中感性元件的存在,當(dāng)風(fēng)電場送出的功率存在波動時(shí),交流電壓會相應(yīng)地變化。因此,這側(cè)采用定交流電壓控制,用于保證交流電壓幅值與相角不變。同時(shí),根據(jù)有功功率與頻率的關(guān)系,通過控制該側(cè)頻率恒定,不僅可以為各風(fēng)機(jī)頻率提供參考,也可以確保變頻站受端功率的穩(wěn)定。

圖3 低頻側(cè)換流器控制框圖

圖3中,3r/2s變換的作用是將復(fù)雜的交流量轉(zhuǎn)換為簡單的直流量后作為控制的輸入,即經(jīng)典的Park變換。其中,Park變換與反Park變換矩陣分別為

(1)

(2)

式中：Va、Vb、Vc分別表示三相電壓;Vd、Vq、V0表示變換后的d軸分量、q軸分量及0軸分量;ω表示角頻率。

此外,考慮到PI控制器結(jié)構(gòu)簡單且具有良好的跟蹤性能。因此,在低頻側(cè)換流器控制中選用PI作為跟蹤控制器,即圖3中Gu(s)與Gi(s)。其中,Gu(s)與Gi(s)數(shù)學(xué)模型分別為

(3)

1.2 網(wǎng)側(cè)控制策略

網(wǎng)側(cè)換流器通過直流電容與低頻側(cè)換流器直接相連,其中直流電容由于具有儲能的特性,因此可以通過維持電壓恒定,從而平衡岸上換流站的內(nèi)部功率流動,確保從深遠(yuǎn)海風(fēng)電場接受的功率順利的傳遞到岸上電網(wǎng)[13]。所以,網(wǎng)側(cè)換流器控制策略采用定直流電壓與定無功功率控制。

簡化的控制策略如圖4所示。其中,網(wǎng)側(cè)控制器3r/2s變換所用的θPLL來源于鎖相環(huán)。此外,其外環(huán)控制主要針對直流電壓以及換流器輸出的無功功率(交流電壓)進(jìn)行控制,用于生成d軸與q軸電流的參考信號。緊接著,電流dq信號的誤差經(jīng)PI控制、電感耦合電壓去耦與前饋電壓補(bǔ)償生成u2d、u2q。隨后,利用u2d、u2q進(jìn)行2s/3r變換生成PWM的調(diào)制波。最后,經(jīng)過PWM控制生成網(wǎng)側(cè)換流器的門極觸發(fā)脈沖。

圖4 網(wǎng)側(cè)換流器控制策略框圖

圖4中,udc、udcref表示電容電壓的瞬時(shí)值與參考值;Q、Qref、Iabc2表示換流器輸出端無功功率瞬時(shí)值、參考值以及交流電流瞬時(shí)值;I2dref、I2qref表示外環(huán)控制輸出的d軸與q軸電流參考值;Gm(s)、Gn(s)與式(3)形式相同,區(qū)別僅控制參數(shù)不同;此外,3r/2s及其反變換變換矩陣與式(1)、式(2)相同。

2 海上風(fēng)電-低頻輸電調(diào)頻控制策略

如上所述,由于岸上換流器中含有兩種不同頻率的分量,故而采用了基于電壓電流的雙環(huán)解耦控制。但這也隔離了遠(yuǎn)海風(fēng)電場與岸上大電網(wǎng)之間的頻率聯(lián)系,使得風(fēng)電場無法響應(yīng)大電網(wǎng)頻率的變化[14,15]。對此,本文采用基于直流電容的電壓以及網(wǎng)側(cè)換流器的頻率-有功功率下垂控制,提出了頻率映射系數(shù),從而建立起遠(yuǎn)海風(fēng)電場與岸上大電網(wǎng)頻率之間的變化關(guān)系。同時(shí),為了使風(fēng)電機(jī)組能夠響應(yīng)岸上電網(wǎng)頻率的變化,本文在風(fēng)電機(jī)組MPPT控制[16]的基礎(chǔ)上,引入了頻率-有功功率的下垂控制[17]。即將岸上電網(wǎng)的頻率變化信號轉(zhuǎn)換為風(fēng)電機(jī)組的有功功率參考值,使得風(fēng)機(jī)能夠?qū)崟r(shí)地調(diào)整有功功率輸出,進(jìn)而改變轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速,間接地利用轉(zhuǎn)子的旋轉(zhuǎn)動能為岸上電網(wǎng)頻率恢復(fù)提供支撐。

2.1 頻率線性映射方法

忽略變流器的功率損耗,假設(shè)遠(yuǎn)海風(fēng)電場經(jīng)海底電纜與變壓器傳輸?shù)阶冾l站的功率為PWF,直流電容儲存功率為Pc,傳輸?shù)桨渡暇W(wǎng)側(cè)換流器的功率為Pgrid,則有換流器內(nèi)部功率流動如圖5所示。

圖5 換流器內(nèi)部功率流動

根據(jù)圖5與功率守恒原理有

Pgrid=PWF-Pc

(4)

根據(jù)電容的動態(tài)特性有

(5)

則由式(4)和(5)有

(6)

類比于同步發(fā)電機(jī)組機(jī)械功率、電磁功率與頻率的變化關(guān)系有

(7)

式中：Gdc表示電容的虛擬慣量;fins表示瞬時(shí)頻率。

令式(7)左右同時(shí)對時(shí)間t積分并在電容電壓初始值處利用泰勒展開則有

Vdc=k1Δfgr+Vdc0

(8)

k1=2Gdc/CVdc0

(9)

式中：Vdc0表示電容電壓初始值;Δfgr表示岸上大電網(wǎng)頻率的變化量

同理,由低頻側(cè)頻率與直流電容電壓的變化關(guān)系有

fWF=k2ΔVdc+f0

(10)

式中：由于直流電容電壓變化,低頻側(cè)頻率將發(fā)生改變,因此fWF表示低頻側(cè)頻率變化后的值;k2表示低頻側(cè)頻率變化與電容電壓變化的比例系數(shù);f0表示低頻側(cè)頻率基準(zhǔn)值(本文中為16.7 Hz)。

由式(8)和(10)有

fWF=KLFACΔfgr+f0

(11)

KLFAC=k1k2

(12)

式中：KLFAC表示電網(wǎng)側(cè)頻率變化映射到低頻側(cè)的頻率變化的系數(shù)。此時(shí),由式(11)可以發(fā)現(xiàn)岸上電網(wǎng)頻率的變化量與風(fēng)電場頻率的變化量是線性相關(guān)的,如圖6(a)所示。圖中,f1表示岸上電網(wǎng)基準(zhǔn)頻率;f2表示海上風(fēng)電場的瞬時(shí)頻率。

圖6 下垂控制特性曲線

因此,當(dāng)岸上電網(wǎng)在穩(wěn)定工況下頻率出現(xiàn)靜態(tài)波動時(shí),海上風(fēng)電場頻率也會立即變化,從而造成風(fēng)電機(jī)組功率控制器動作。對此,為了避免控制器過于靈敏,本文在式(11)的基礎(chǔ)上加入死區(qū),即引入上限動作值fhigh與下限動作值flow,如圖6(b)所示。圖中,fins表示瞬時(shí)頻率。使得海上風(fēng)電場不會受到岸上電網(wǎng)頻率靜態(tài)波動的干擾,從而更有利于系統(tǒng)的穩(wěn)定。

但是,死區(qū)限值區(qū)間的選取將直接影響控制器的動態(tài)響應(yīng),其表現(xiàn)在如果死區(qū)取值過小,則控制器過于靈敏。如果取值過大,則控制器又響應(yīng)緩慢。因此,本文綜合考慮了控制器響應(yīng)速度與實(shí)際效果,依據(jù)國家風(fēng)電并網(wǎng)技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)中相關(guān)規(guī)定[18],將上限動作值fhigh與下限動作值flow分別設(shè)置為

(13)

式中：α為定值,表示波動幅率,本文取0.2%。

2.2 海上風(fēng)電機(jī)組響應(yīng)策略

在2.1節(jié)中,通過引入岸上電網(wǎng)頻率變化與風(fēng)電場頻率變化的映射系數(shù),重新建立了兩者之間的聯(lián)系。根據(jù)有功功率與頻率之間的關(guān)系,想要風(fēng)電場支撐電網(wǎng)頻率變化,則風(fēng)電場必須能夠?qū)崟r(shí)的調(diào)整有功功率輸出。針對這一問題,本文采用如式(14)所示的下垂控制來建立有功功率和頻率之間的變化聯(lián)系。

KLFAC(fins-f1)=KWF·ΔP

(14)

式中：ΔP表示風(fēng)電機(jī)組有功功率變化量;KWF為基于風(fēng)電機(jī)組有功功率與頻率下垂控制的系數(shù);fins表示瞬時(shí)頻率。

綜上所述,本文所提出的海上風(fēng)電調(diào)頻控制策略如圖7所示。首先,由上文提出的頻率映射系數(shù),將岸上電網(wǎng)頻率信號傳遞給遠(yuǎn)海風(fēng)電場。其次,依據(jù)頻率-有功功率的下垂控制將該頻率信號轉(zhuǎn)化為風(fēng)電場的有功功率的參考值。最后通過功率控制器,針對MPPT控制、頻率-有功功率下垂控制,實(shí)時(shí)調(diào)整遠(yuǎn)海風(fēng)電場的實(shí)際輸出有功功率,從而響應(yīng)岸上電網(wǎng)頻率的變化,并為其頻率恢復(fù)起到一定的支撐作用。

圖7 調(diào)頻控制策略框圖

3 仿真驗(yàn)證及分析

根據(jù)上文分析,在Matlab/Simulink平臺搭建仿真算例以驗(yàn)證所提頻率映射策略的正確性。仿真所用參數(shù)如表1所示。風(fēng)電場采用基于永磁同步電機(jī)的單機(jī)風(fēng)電機(jī)組代替。背靠背變頻站通過降壓變壓器接入交流系統(tǒng)。

表1 系統(tǒng)仿真參數(shù)

仿真中,網(wǎng)側(cè)負(fù)載消耗功率為4.33 MW;海上風(fēng)電單機(jī)額定功率為5.2 MW;岸上電網(wǎng)視作平衡節(jié)點(diǎn)。當(dāng)t=6 s時(shí),由于突發(fā)的擾動,使得岸上電網(wǎng)頻率下降0.5 Hz左右。同時(shí),為便于對比分析不同控制策略對岸上電網(wǎng)頻率變化響應(yīng)的效果,本文在風(fēng)電機(jī)組MPPT控制的基礎(chǔ)上,分別在以下兩組條件的情形下進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

仿真1為無附加策略;仿真2為頻率映射策略;最終,仿真結(jié)果如圖8～11所示。

圖8 風(fēng)機(jī)單機(jī)有功功率輸出

圖9 岸上變頻站直流電容電壓

由圖8風(fēng)機(jī)有功功率輸出波形可以看出,在仿真1的條件下,當(dāng)t=6 s岸上工頻電網(wǎng)出現(xiàn)頻率下跌時(shí),此時(shí),由于岸上變頻站的解耦控制,使得海上風(fēng)電機(jī)組無法直接響應(yīng)工頻電網(wǎng)頻率的變化。因此,對應(yīng)風(fēng)機(jī)單機(jī)輸出有功功率也無變化,如圖8中藍(lán)色曲線所示。但最終經(jīng)過岸上電網(wǎng)自身的調(diào)節(jié)作用,約1 s后電網(wǎng)頻率恢復(fù)到50 Hz,其頻率恢復(fù)過程及變化率如圖10和11所示。

圖10 岸上電網(wǎng)頻率

圖11 岸上電網(wǎng)頻率變化率

與仿真1相比,仿真2中風(fēng)電機(jī)組引入了本文所提出的頻率映射策略。當(dāng)t=6 s即岸上電網(wǎng)頻率出現(xiàn)波動時(shí),岸上變頻站的直流電壓也相應(yīng)發(fā)生變化,其曲線如圖9所示。由于死區(qū)控制的作用,約0.1 s后岸上電網(wǎng)的頻率變化映射為海上風(fēng)電場的頻率變化,其映射結(jié)果如圖12所示。緊接著,海上風(fēng)電場通過頻率-有功功率的下垂控制,立即調(diào)整自身的功率輸出,為岸上電網(wǎng)頻率的恢復(fù)提供支撐。從圖10可以看出,通過附加本文所提出的調(diào)頻控制策略,當(dāng)岸上電網(wǎng)出現(xiàn)頻率波動時(shí),海上風(fēng)電場能夠很好的參與其調(diào)頻過程。側(cè)面說明了本文所提出的海上風(fēng)電經(jīng)LFAC輸電系統(tǒng)頻率協(xié)調(diào)控制策略的有效性。

圖12 岸上大電網(wǎng)頻率變化量對應(yīng)低頻側(cè)的頻率變化映射

4 結(jié)束語

本文提出了一種構(gòu)建遠(yuǎn)海風(fēng)電場與岸上大電網(wǎng)之間頻率變化關(guān)系的方法。這種方法通過引入頻率映射系數(shù),使得岸上大電網(wǎng)頻率的變化可以直接傳遞到遠(yuǎn)海風(fēng)電場,避免了遠(yuǎn)程測量存在的可靠性與安全性問題。解決了由岸上變頻站控制所導(dǎo)致的遠(yuǎn)海風(fēng)電場與大電網(wǎng)之間頻率的解耦問題,使得遠(yuǎn)海風(fēng)電場能夠?yàn)榘渡洗箅娋W(wǎng)提供一定頻率支撐。