考慮風電調(diào)頻能量聯(lián)動分配的時變調(diào)頻參數(shù)設定方法

張 峰，李柏慷，丁 磊

（電網(wǎng)智能化調(diào)度與控制教育部重點實驗室（山東大學）,山東省濟南市 250061）

0 引言

在當前電網(wǎng)發(fā)展趨勢下,風電滲透率持續(xù)提升,預計2030 年中國風電和光伏裝機容量達1 200 TW以上,新能源消費占比達到25%。消納大規(guī)模新能源是國家能源戰(zhàn)略之一［1-4］,在火電機組體量占比大幅降低的背景下,風電必將深度參與電網(wǎng)運行控制,并將成為電網(wǎng)調(diào)頻的重要組成部分,且同時具備虛擬慣量和一次調(diào)頻的能力［5-6］。同步機兩個調(diào)頻環(huán)節(jié)分別對應轉子動能和鍋爐蓄熱,因此,轉動慣量和單位調(diào)節(jié)功率系數(shù)相互獨立。相比而言,非減載情況下,風電虛擬慣量和一次調(diào)頻的能量均來源于轉子動能,無法實現(xiàn)兩者的能量自然分配；同時,因風機槳葉動能隨風速變化具有時變性,風電調(diào)頻動能總量也在相應波動。由此,作為調(diào)頻主力電源,全風況下風機調(diào)頻應在虛擬慣量和一次調(diào)頻兩個環(huán)節(jié)具有調(diào)頻能量聯(lián)動改變的能力。為此,根據(jù)風電調(diào)頻能量特點,建立風機調(diào)頻參數(shù)與對應能量的耦合關系,獲取體現(xiàn)風電實際調(diào)頻能力的等效參數(shù),使得電網(wǎng)具備可實時感知風電實際調(diào)頻的能力將成為當前亟須開展的研究內(nèi)容。

目前,針對風電調(diào)頻控制策略及參數(shù)等效問題,國內(nèi)外學者構建了相關控制模型和等效方法。文獻［7］考慮雙饋風機的固有慣性時間常數(shù),并考慮調(diào)速器影響,等效計算了附加有功調(diào)頻環(huán)節(jié)的等效慣性時間常數(shù)；文獻［8］根據(jù)風機時變的槳葉轉子動能對輔助虛擬慣量調(diào)頻控制策略進行改進,提升了風機調(diào)頻的動態(tài)性能；文獻［9］提出了基于線性增益的風電調(diào)頻下垂控制策略,使增益數(shù)值為風機轉子轉速的函數(shù),并基于此尋求合適的線性函數(shù)?？梢钥闯?上述研究關注虛擬慣量或一次調(diào)頻的單一環(huán)節(jié),并設置固定調(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)生風電調(diào)頻能力與參數(shù)不匹配的問題,尤其槳葉在低轉速時該問題更為突出。

為適應風速變化導致的調(diào)頻能量波動,文獻［10］提出了雙饋風機限功率運行下變系數(shù)的調(diào)頻控制策略；文獻［11］通過改變調(diào)差系數(shù)對雙饋風機與同步發(fā)電機參與電網(wǎng)調(diào)頻期間的協(xié)調(diào)控制進行研究；文獻［12］在不同風況下通過對風電調(diào)頻能力的分析制定了適用于多風況的變系數(shù)風電調(diào)頻策略。可以看出,該類文獻關注于單個調(diào)頻環(huán)節(jié)的變系數(shù)控制,然而風電成為重要調(diào)頻電源時,應涵蓋慣量響應和一次調(diào)頻全程,并且調(diào)頻能量分配聯(lián)動變化；另一類文獻［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,同時也無法實現(xiàn)能量聯(lián)動分配。綜上可以看出,風電作為未來電網(wǎng)重要調(diào)頻資源,全風況下調(diào)頻環(huán)節(jié)應涵蓋慣量響應和一次調(diào)頻；同時,如何構建適合風速不確定場景的調(diào)頻能量聯(lián)動分配機制,并具備可體現(xiàn)實際調(diào)頻能力且跟隨風速變化的時變、可知調(diào)頻參數(shù),將成為電網(wǎng)運行重點關注的問題之一。

針對上述問題,文中從調(diào)頻本源能量的視角出發(fā),模擬同步機調(diào)頻能量分配比例,使風機調(diào)頻能量在虛擬慣量和一次調(diào)頻的兩個調(diào)頻環(huán)節(jié)合理分配,同時賦予它們明確可知且與其實際調(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)風速掌握風場乃至整個電網(wǎng)的實際調(diào)頻能力。

為此,文中首先分析了同步機轉動慣量和蓄熱能量比例模型；在此基礎上,構建了模擬同步機的風電調(diào)頻能量分配機制；最后,建立了包含虛擬慣量和一次調(diào)頻雙饋風機控制模型,推導了風場面向電網(wǎng)端口的等效調(diào)頻參數(shù)模型。

1 問題描述

全風況下同時參與電網(wǎng)調(diào)頻的慣量響應和一次調(diào)頻環(huán)節(jié),將是對未來風電調(diào)頻的必然要求。與同步機的轉子動能和鍋爐蓄熱的能量來源不同,風電慣量響應和一次調(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能。風電調(diào)頻方程如下所示:

式（2）中積分數(shù)值為調(diào)頻區(qū)間中風機調(diào)頻凈能量,主要來源于槳葉減速釋放的動能?！?2Hwdf/dt)dt和∫(KwΔf)dt分別為風機虛擬慣量EH和一次調(diào)頻對應的轉子動能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,將可能過多參與慣量響應或一次調(diào)頻,必然影響整體調(diào)頻結果。為此,若能構建能量分配及聯(lián)動變化機制,使EH和EK在不同風速下,隨著槳葉調(diào)頻能量的強弱進行聯(lián)動變化,則可有效解決上述問題。

在現(xiàn)有的同步機體系下,同步機各調(diào)頻能量環(huán)節(jié)依據(jù)設備動態(tài)特性構建成了慣量和一次調(diào)頻時間尺度內(nèi)合理銜接的快速調(diào)頻體系。相比而言,風機目前無明確調(diào)頻能量分配機制。若引入同步機轉動慣量和鍋爐蓄熱的能量釋放配比模型,使其模擬同步機的調(diào)頻能量協(xié)同關系,則可形成相對合理的槳葉調(diào)頻動能的能量分配策略。

2 同步機調(diào)頻能量配比分析

依據(jù)文中所提模擬同步機調(diào)頻能量協(xié)同的思路,本章首先分析了當前主流不同機型和容量下同步機的轉動慣量和蓄熱能量關系,并擬合出動態(tài)能量分配函數(shù),為風電引入同步機能量釋放配比模型提供理論支撐。

2.1 同步機蓄熱能量分析

同步機慣量響應能量來源于轉動慣量,而一次調(diào)頻主要對應鍋爐蓄熱。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致鍋爐所釋放或吸收的能量［16］。在機組協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)中,通過計算蓄熱系數(shù)可以及時補償由于壓力偏差造成的鍋爐蓄熱的變化量,保證負荷快速響應并利用鍋爐蓄熱迅速補償鍋爐能量,穩(wěn)定主蒸汽壓力的波動。國內(nèi)外很多學者針對鍋爐蓄熱系數(shù)進行了研究,并把它作為衡量機組鍋爐蓄熱大小的重要依據(jù)。

鍋爐蓄熱系數(shù)Cb主要通過試驗法或機理分析法進行求取,文中通過相關文獻數(shù)據(jù)［16-21］得到300～1 000 MW 不同容量以及不同型號鍋爐在額定工作點處的蓄熱系數(shù),見附錄A 表A1。目前,超臨界發(fā)電機組是火力發(fā)電的主力機組,具備更高的熱效率,而超臨界機組均為直流爐。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。為利于對比分析,文中將亞臨界機組按上述比例進行等值,等效為具有對比性的直流爐蓄熱系數(shù),文中按40%比例折算。進一步,根據(jù)鍋爐允許的主汽壓力變化范圍,考慮同步機參與一次調(diào)頻的可釋放蓄熱能量。具體而言,常規(guī)同步機穩(wěn)態(tài)下主汽壓力ΔPt的波動控制在0.2 Mpa 以內(nèi),動態(tài)過程中主汽壓力的偏差不超過0.5 Mpa,鍋爐在一次調(diào)頻期間機組變壓速率范圍在0.30～0.45 MPa/min［21］。為了對鍋爐參與調(diào)頻過程中的蓄熱能力進行定量計算,認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可釋放蓄熱能量,經(jīng)過曲線擬合獲取Ehea與機組裝機容量C的關系擬合曲線如圖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子動能擬合曲線Fig.1 Fitting curves of releasable heat energy and rotor kinetic energy of boilers with different capacities

可見,隨著機組裝機容量的增大,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。

2.2 同步機轉子動能分析

在此基礎上,進一步分析同步機轉子動能。作為頻率穩(wěn)定性分析的基本方程式,轉子運動方程可計算電網(wǎng)發(fā)生擾動后多機或機網(wǎng)間的相對運動。相比慣性時間常數(shù),轉動慣量的物理概念更為清晰,更能直觀反映不同機組的慣量響應能力。

為此,文中依據(jù)附錄A 表A2 中不同裝機容量機組的轉動慣量J,基于轉子動能Eroa=0.5Jω2（其中,ω為風機轉子轉速）計算并獲取其轉子動能分布情況,其中J與轉子質量、半徑有關。由此得到機組裝機容量C與轉子動能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?轉子動能隨著裝機容量的增大呈單調(diào)上升趨勢,同時裝機容量越大,轉子動能增量也越大。

Eroa=431.102-0.289 3C+0.000 5C2（4）

由此,可以獲取火電機組轉子動能與蓄熱能量對比曲線,由式（3）和式（4）可得比值系數(shù)Ns(C)的表達式為:

不同容量鍋爐轉子動能-蓄熱能量比例曲線如圖2 所示。

圖2 不同容量鍋爐轉子動能-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,原因在于圖1（b）中轉子動能曲線斜率逐漸增大,也就是說隨著容量的增大,轉子動能變化率比蓄熱能量的要大,由此呈現(xiàn)后段增大的趨勢。

3 風機調(diào)頻能量分配機制

目前,風機調(diào)頻能量沒有明確的分配機制,模擬同步機的轉動慣量和蓄熱能量特性成為風機調(diào)頻能量分配的選項之一。此時,隨著風速變化,風機可等效成裝機容量“忽大忽小”的同步機。

非減載風機的調(diào)頻能量主要為槳葉轉子動能,其大小取決于槳葉旋轉速度。由此,把圖2 中Ns曲線的橫坐標（同步機容量300～1 000 MW）線性折算成風機轉速,范圍為0.7～1.2 p.u.,將橫坐標按風機額定轉速標幺化,形成可供風機調(diào)頻參考的轉速與能量比例的分配曲線,對應表達式如下:

進一步量化分析不同轉速下對應的可利用轉子動能,并考慮風機運行點偏移造成的機械功率減載能量。通過獲得不同轉速分區(qū)下風機的可釋放轉子動能,可進一步表征體現(xiàn)實際調(diào)頻能力的等效參數(shù)。

3.1 基于變化風速的風機槳葉動能計算

從電網(wǎng)運行角度而言,電力調(diào)度中心若希望提前獲取電網(wǎng)實際調(diào)頻能力,為運行方式的改變或應對N-1 擾動能力評估提供數(shù)據(jù)基礎,基于預測風速信息獲得風場的等效調(diào)頻參數(shù)成為實現(xiàn)上述目的的唯一方式。為此,本節(jié)將風機調(diào)頻能量分配表達為風速的函數(shù)。

將非減載模式下的機組槳葉轉速與風速關系進行分析,如附錄A 圖A1 所示。其中,風機風速在啟動區(qū)或大于切出風速vmax時,風機無法參與電網(wǎng)調(diào)頻。風機捕獲的機械功率Pm如下所示:

可見,在該風速區(qū)的最佳葉尖速比下,風速與風機轉速呈線性關系。

恒轉速區(qū):處于恒轉速區(qū)的風機轉速隨風速增加變化較小,但此時風機的捕獲功率仍呈上升趨勢。根據(jù)風機功率曲線關系可推得近似線性化的轉子轉速方程,其中各參量與附錄A 圖A1 對應。

式中:ωmax為風機轉子最大轉速；ωn為風機轉子額定轉速；vn為恒轉速區(qū)的切出風速；v2為恒轉速區(qū)的切入風速。

恒功率區(qū):當風機輪轂處的風速超過額定風速后,風機輸出功率將不會繼續(xù)增加,在槳距角控制下風機轉子轉速和輸出功率均恒定不變,且轉子轉速處于最高轉速。該工況下其參與調(diào)頻的功率增量取決于風機的極限功率?？紤]到極限功率易引發(fā)風機保護動作,文中在該區(qū)間將提供0.1 p.u.的調(diào)頻功率增量,同時在調(diào)頻時間尺度內(nèi),認為高風速下風機退出調(diào)頻時不易引發(fā)功率跌落。因此,在該區(qū)間的風機提供額定調(diào)頻功率,無須設定等效參數(shù)。

由上述推導可得中低轉速下的可釋放轉子動能Ew0的表達式如式（18）所示,文中風機轉子轉速最小值（ωmin）、ωn、ωmax分別取值為0.7、1.0、1.2 p.u.；最小風速vmin、風機MPPT 運行區(qū)間對應的起始風速和結束風速（vw1和vw2）、vn、vmax分別為3、5、10、12、24 m/s。

3.2 考慮風機運行點偏移的凈釋放動能校正

風機調(diào)頻過程中,槳葉轉速及運行點的變化導致葉尖速比及風能捕獲系數(shù)降低,風機運行點發(fā)生偏移。實際上,在槳葉動能釋放提升功率的過程中,一方面可抵消運行點偏移造成的風能捕獲降低,另一方面可提供頻率響應增量。若忽略運行點影響,并按槳葉動能釋放調(diào)頻能量,則可能導致風機過度參與調(diào)頻,退出調(diào)頻時會發(fā)生較大的功率跌落,較易引發(fā)頻率的二次跌落。因此,適當考慮風機運行點偏移引發(fā)的風能捕獲系數(shù)降低問題,并將其考慮在風機調(diào)頻參數(shù)的設定及調(diào)整過程中,則可有效保障風機調(diào)頻及退出過程的功率平穩(wěn)性,降低頻率發(fā)生二次跌落的風險,即

4 風機時變調(diào)頻參數(shù)等效模型

基于風機調(diào)頻能量分解,進一步將其各自對應能量映射為風機調(diào)頻參數(shù)?？梢?本文所提能量聯(lián)動分配的風電調(diào)頻參數(shù)映射方法可使電網(wǎng)調(diào)度根據(jù)各風場的預測風速信息直接估算出各風場的等效調(diào)頻參數(shù)。

4.1 時變調(diào)頻參數(shù)等效模型

風機模擬同步機參與調(diào)頻過程中,可將虛擬慣性響應的能量與雙饋風機額定容量Pw的比值定義為雙饋風機的凈慣性時間常數(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）得到了在不同風機轉速下的等效調(diào)頻參數(shù)。由此,電網(wǎng)調(diào)度通過獲取遠方風場的風速數(shù)值,可由所提方法獲取電網(wǎng)風場的實際可調(diào)頻能力及調(diào)頻參數(shù)。

4.2 調(diào)頻參數(shù)設定方法的應用模式

本節(jié)從風場端和調(diào)度端提出所提方法的應用方式。在風場端,如附錄A 圖A2 所示,調(diào)頻參數(shù)分別為風機調(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)。對于雙饋異步風機而言,附加有功控制的功率增量指令傳遞給轉子側變流器,其功率值為定子側輸出功率,未考慮轉子回路的饋出功率。為此,在風機調(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按如下進行修正,其中s為風機轉差率。

此外,在雙饋風機調(diào)頻期間的動態(tài)過程中,調(diào)頻功率增量引發(fā)轉子轉速下降,與轉速基準值不一致還將導致速度控制器與槳距角控制器動作。當轉速低于基準值時,會導致速度控制器輸出的有功功率參考值降低,同時會導致槳距角增大,減少注入風機的機械功率,對調(diào)頻功率增量有抑制作用。文中為避免兩個環(huán)節(jié)的影響,調(diào)頻期間將短時閉鎖調(diào)速器和槳距角控制。

對于電網(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)獲取遠方風場時變調(diào)頻參數(shù)。由此,電網(wǎng)可依此評估電網(wǎng)應對N-1 擾動的能力,以及電網(wǎng)調(diào)頻容量的充盈度,并為電網(wǎng)運行方式調(diào)整提供理論支撐。相比傳統(tǒng)研究,文中所提方法對于電網(wǎng)運行而言,所提方法參數(shù)可體現(xiàn)實際調(diào)頻能力并具有明確的可知性,而且具備了根據(jù)變化風速自適應調(diào)整參數(shù)的能力,同時可將風機調(diào)頻能量在慣量響應和一次調(diào)頻的不同尺度下聯(lián)動合理分配。

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

對于風場端而言,風場根據(jù)超短期風速預測信息,每隔一段時間（如5 min 或10 min）對調(diào)頻參數(shù)進行一次整定［22-23］。當在該時間段內(nèi)發(fā)生功率擾動事件時,進入閉鎖狀態(tài),然后按當前風速和轉速對調(diào)頻參數(shù)在線校正,由此構成超前離線整定、在線校正的控制過程,并可削弱風速預測精度引入的控制誤差。調(diào)頻結束后,重新跟隨風速變化進入調(diào)頻參數(shù)整定計算。

5 算例驗證

為驗證本文所提參數(shù)設定方法,在MATLAB/Simulink 仿真平臺搭建兩區(qū)域系統(tǒng)仿真模型,仿真結構見附錄A 圖A3。同步發(fā)電機組裝機容量為600 MW,出口電壓為20 kV,經(jīng)升壓變壓器將電壓抬升至220 kV,風場由300 臺1.5 MW 的雙饋風機構成,出口電壓0.575 kV,同步機及雙饋風機的運行參數(shù)見附錄A 表A3。為簡化問題,仿真用單臺風機運行模型代替風場,并通過負荷突增模擬電網(wǎng)大擾動事件。仿真中按0.1 Hz/s 和0.033 Hz 的閾值啟動虛擬慣量響應和一次調(diào)頻。為驗證文中所提風電具備聯(lián)動分配和可知特性參數(shù)的設定方法,設置如下仿真算例進行分析:

算例1:具有固定調(diào)頻微分和比例參數(shù)。該參數(shù)由某風速（本文選10 m/s）下槳葉動能按一定比例（本文選0.5）分配能量,未考慮運行點偏移導致的機械能損失,并按式（22）、式（25）計算對應調(diào)頻參數(shù)。

算例2:具有跟隨風速變化的變系數(shù)調(diào)頻參數(shù)。以算例1 中固定系數(shù)對應的槳葉動能為基準,隨著風速變化按槳葉動能的變化,等比例變化調(diào)頻參數(shù)。

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

5.1 低風速的參數(shù)等值及調(diào)頻效果分析

為了對比固定調(diào)頻參數(shù)和本文所提考慮能量分配的調(diào)頻參數(shù)設定方法,本節(jié)首先在低風速仿真下驗證效果。風場初始風速設置為9 m/s,風場穩(wěn)態(tài)輸出功率為178 MW,同步機穩(wěn)態(tài)輸出功率為373 MW,系統(tǒng)負荷突增5%。根據(jù)上述3 組算例中的參數(shù)設定方法,低風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)頻初期釋放較多動能參與調(diào)頻,提高了系統(tǒng)頻率最低點,但風機自身具備的調(diào)頻能量不足以支撐風場參與一次調(diào)頻全程,后期隨著轉子動能釋放,在22 s 附近觸發(fā)風機轉速下限保護,被迫退出調(diào)頻并提前進入轉速恢復階段,同時引發(fā)了頻率二次跌落?？梢?在低風速下固定的調(diào)頻參數(shù)設置有可能無法提供足夠的調(diào)頻能量,此時調(diào)頻參數(shù)標稱的調(diào)頻能力相比實際調(diào)頻能力明顯偏高,并增加了引發(fā)二次跌落的風險。同時,從電網(wǎng)運行角度而言,風場調(diào)頻能力與參數(shù)不匹配會使調(diào)頻參數(shù)具有不可知性。

圖4 低風速下仿真結果Fig.4 Simulation results under condition of low wind speed

相比而言,算例2 以算例1 中槳葉動能為基準等比例調(diào)整,克服了算例1 中固定比例的缺陷。算例2 中根據(jù)低風速下槳葉動能的降低自適應減小了調(diào)頻參數(shù),從整個過程看其調(diào)頻參數(shù)支撐了慣量響應和一次調(diào)頻全過程,同時頻率可以相對平穩(wěn)恢復,整個過程未觸發(fā)轉速保護。可見,低風速下算例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,但同時其固有的參數(shù)設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)風速計算出的具備聯(lián)動時變特征的調(diào)頻參數(shù),從圖4 中可以看出頻率動態(tài)較為合理,模擬同步機調(diào)頻特性將風機調(diào)頻能量在慣量響應和一次調(diào)頻階段進行分配,慣量響應與一次調(diào)頻可有效銜接,在一次調(diào)頻時間尺度內(nèi)持續(xù)為電網(wǎng)提供有功支撐,且未觸發(fā)轉速保護,充分利用了自身調(diào)頻能量?？梢?相對其他算例場景,文中所提策略可以在低風速下實現(xiàn)能量聯(lián)動分配,并具備合理的調(diào)頻參數(shù)設定值,其調(diào)頻參數(shù)與實際調(diào)頻能力相匹配,具有使電網(wǎng)可獲知的能力。

5.2 中風速的參數(shù)等值及調(diào)頻效果分析

為進一步驗證本文所提方法的有效性,選擇在12 m/s 風速下對比上述算例的仿真效果,此時風場穩(wěn)態(tài)出力為413 MW,同步機出力為452 MW,同樣設置5%的負荷擾動,仿真結果如圖5 所示。根據(jù)相應參數(shù)定義方法,算例1 中采用與低風速場景相同的固定調(diào)頻系數(shù),算例2 中參數(shù)根據(jù)風速變化而改變,Hw=0.48,KG=23.9；算例3 采用本文所提跟隨風速時變的調(diào)頻參數(shù),經(jīng)過計算改為Hw=0.45,KG=18.5。

圖5 中風速下仿真結果Fig.5 Simulation results under condition of middle wind speed

隨著風速的增加,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。在相對較高的風速下,固定參數(shù)的調(diào)頻能力得到了較高槳葉動能的支撐,雖然調(diào)頻效果相對良好,但該參數(shù)方法仍存在無法跟隨時變風速進行相應改變的固有缺陷。

進一步分析算例2 的仿真效果,隨著風速增大,根據(jù)算例2 的參數(shù)設置原則,其調(diào)頻參數(shù)將相應變大。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和一次調(diào)頻能力,頻率跌落速度和最低點均具有明顯提升,但頻率恢復階段出現(xiàn)了明顯的功率支撐不足的情況。可見,算例2 中出現(xiàn)了調(diào)頻初期過度響應,而導致頻率恢復支撐能量不足。分析其原因,在于算例2 根據(jù)槳葉轉速響應等比例改善了調(diào)頻參數(shù),但該設定方法未考慮運行點偏移造成的風能捕獲降低的問題,隨著轉子動能的釋放,風機過多地偏離初始運行點,造成釋放轉子動能不足以補償風能捕獲功率降低的問題。由此,導致調(diào)頻參數(shù)上調(diào)后調(diào)頻參數(shù)高于實際調(diào)頻能力。

算例3 中采用的參數(shù)設定方法隨著風機總體調(diào)頻能力的提升仍然可以實現(xiàn)能量的合理分配,在調(diào)頻能量計算過程中已考慮了運行點偏移引發(fā)的機械能損失,得到的調(diào)頻參數(shù)可保障雙饋風機平穩(wěn)支撐慣量響應和一次調(diào)頻,具有良好的調(diào)頻效果。

5.3 變風速多工況下本文等值參數(shù)及調(diào)頻效果分析

為了進一步體現(xiàn)文中所提參數(shù)設定方法的特征,本節(jié)列出了變風速多工況下所提方法等值參數(shù)的對比分析,其中波動風速如附錄A 圖A4 所示。

在波動風速情況下,從整體趨勢上看,如圖6 所示,文中所提參數(shù)設定方法的微分和比例參數(shù)跟隨風速保持變化,呈現(xiàn)時變、聯(lián)動和可知的特征。與此同時,進一步觀察能量分配在慣量響應和一次調(diào)頻環(huán)節(jié)的比例曲線,可以看出文中方法模擬同步機的調(diào)頻能量分配模式,兩個調(diào)頻環(huán)節(jié)的能量比重同樣隨風速發(fā)生改變。

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

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

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

圖7 變風速下調(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,考慮時變風速情況下頻率曲線的波動性明顯增強。3 個算例中,算例1 無法跟隨風速變化自適應調(diào)整調(diào)頻參數(shù),而算例2 和3 可以跟隨風速變化自適應調(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 在低風速和中風速下均具有良好的調(diào)頻效果,同時風速變化情況下具有跟隨變化的等值參數(shù)。由此可見,在時變風速的調(diào)頻效果方面,本文所提策略在隨機風速下,能夠在維持自身機組穩(wěn)定運行的前提下充分利用儲存在葉片中的能量,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),仿真結果驗證了本文所提方法自適應實現(xiàn)調(diào)頻能量在慣量響應和一次調(diào)頻之間的合理分配,使其調(diào)頻參數(shù)與實際調(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)風速數(shù)值直接評估該風場的實際調(diào)頻參數(shù)和調(diào)頻能量,為調(diào)度端的實際決策提供參數(shù)依據(jù)。

6 結語

通過建立風機調(diào)頻參數(shù)與調(diào)頻能量的強耦合聯(lián)系,提出了合理分配風機調(diào)頻能量,且跟隨風速變化的時變調(diào)頻參數(shù)設定方法,為電網(wǎng)滾動獲取并評估電網(wǎng)調(diào)頻能力提供了有效思路。通過理論分析和仿真驗證,得到如下結論:

1）所提調(diào)頻參數(shù)設定方法在中、低風速下能夠提供涵蓋慣量響應和一次調(diào)頻,并具備明確的變系數(shù)計算方法,同時可實現(xiàn)調(diào)頻能量在兩個調(diào)頻環(huán)節(jié)的合理分配；

2）對于電網(wǎng)調(diào)度而言,可通過風速監(jiān)測得到能夠體現(xiàn)風場實際調(diào)頻能力的等效調(diào)頻參數(shù),及時評估風機及電網(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,同時為運行方式的改變提供支撐。

另外,雖然文中所提策略針對的是風機MPPT模式,但對于減載場景,如風機單方式減載或多方式減載組合進行調(diào)頻時,模型計算相對復雜,但文中所提調(diào)頻參數(shù)設定思路和方法仍然適用。

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