儲(chǔ)能系統(tǒng)在風(fēng)電場(chǎng)閃變抑制中的應(yīng)用

江海敏，袁 越，張新松，傅質(zhì)馨

（1.河海大學(xué)能源與電氣學(xué)院，南京211000；2.河海大學(xué)可再生能源發(fā)電技術(shù)教育部工程研究中心，南京210098）

由于能源短缺和環(huán)境污染，以風(fēng)能為代表的可再生能源開發(fā)和利用受到了全世界的關(guān)注。在很多情況下，風(fēng)電場(chǎng)一般位于電網(wǎng)末端，并與配電網(wǎng)直接相連，這就使得風(fēng)電引起的電能質(zhì)量問題顯得尤為重要[1]。而電壓波動(dòng)和閃變則是風(fēng)力發(fā)電對(duì)電網(wǎng)電能質(zhì)量的主要負(fù)面影響之一[2]。隨著風(fēng)電容量在系統(tǒng)中比例的增加，在某些情況下閃變問題將成為制約風(fēng)電場(chǎng)裝機(jī)容量的主要因素[3]。

風(fēng)速的快速變動(dòng)以及塔影效應(yīng)、風(fēng)剪切、偏航誤差等因素都會(huì)引起并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組輸出功率的波動(dòng)[4]?，F(xiàn)代風(fēng)機(jī)一般采用定功率因數(shù)或單位功率因數(shù)控制，電壓波動(dòng)和閃變主要受有功功率波動(dòng)影響，雖然單臺(tái)風(fēng)機(jī)閃變值很小，但當(dāng)多臺(tái)風(fēng)機(jī)接入相對(duì)較弱的電網(wǎng)時(shí)產(chǎn)生的閃變值依然不可忽視[5]。當(dāng)風(fēng)機(jī)接入配電網(wǎng)時(shí)，由于配電網(wǎng)較之于輸電網(wǎng)呈較大阻性，傳統(tǒng)的基于無功補(bǔ)償?shù)拈W變治理方法具有局限性[6]。當(dāng)風(fēng)速較大且網(wǎng)絡(luò)阻抗角較小時(shí)，采用無功補(bǔ)償?shù)姆椒ê茈y抑制閃變[7]。因此，本文采用調(diào)節(jié)有功功率的方法來抑制閃變。

目前解決風(fēng)電場(chǎng)輸出有功功率波動(dòng)問題主要有兩種思路：一是控制風(fēng)力機(jī)的運(yùn)行狀態(tài)以平穩(wěn)其輸出功率[8]，但當(dāng)風(fēng)速波動(dòng)較大時(shí)其調(diào)節(jié)能力有限；二是在風(fēng)電場(chǎng)安裝配套儲(chǔ)能設(shè)備[9]，目前在此領(lǐng)域得到應(yīng)用的儲(chǔ)能技術(shù)包括：超導(dǎo)儲(chǔ)能系統(tǒng)、電池儲(chǔ)能系統(tǒng)、超級(jí)電容器儲(chǔ)能系統(tǒng)等。從頻域特性來看，風(fēng)功率變化可分為兩個(gè)部分：慢變功率和快變功率[10]。電壓波動(dòng)和閃變是由快變功率引起的，需儲(chǔ)能系統(tǒng)具備毫秒級(jí)功率動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)的能力，因而超級(jí)電容儲(chǔ)能、超導(dǎo)儲(chǔ)能是較合適的選擇[11]。由于超導(dǎo)儲(chǔ)能成本高，因此本文采用超級(jí)電容器儲(chǔ)能來調(diào)節(jié)風(fēng)電場(chǎng)輸出的有功功率。

本文以考慮塔影效應(yīng)和風(fēng)剪切的風(fēng)速模型作為輸入，仿真比較了風(fēng)電場(chǎng)采用儲(chǔ)能調(diào)節(jié)有功功率前后的功率波動(dòng)和閃變值。在超級(jí)電容器儲(chǔ)能控制中，將低通濾波器濾過的風(fēng)功率作為控制目標(biāo)，對(duì)VSC 采用基于交流側(cè)兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系的前饋解耦控制方法，對(duì)DC/DC 變換器提出采用功率外環(huán)電流內(nèi)環(huán)的雙向閉環(huán)控制來實(shí)現(xiàn)對(duì)有功功率的追蹤。利用Matlab/Simulink 軟件進(jìn)行仿真。

1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

圖1 為超級(jí)電容器接入風(fēng)電場(chǎng)的結(jié)構(gòu)示意。風(fēng)電場(chǎng)由多臺(tái)風(fēng)機(jī)組成，通過升壓變壓器連接到電網(wǎng)。風(fēng)機(jī)側(cè)連接電容器進(jìn)行無功補(bǔ)償，以實(shí)現(xiàn)風(fēng)電場(chǎng)高壓側(cè)的單位功率因數(shù)控制。儲(chǔ)能系統(tǒng)主要由三部分組成，即超級(jí)電容器組，雙向DC/DC 變換器，VSC。儲(chǔ)能系統(tǒng)通過升壓變壓器連接到風(fēng)電場(chǎng)出口的高壓側(cè)。

風(fēng)電場(chǎng)加入儲(chǔ)能裝置后，風(fēng)電場(chǎng)輸出功率為并網(wǎng)功率與儲(chǔ)能單元系統(tǒng)的功率之和，即

式中：Pwind為風(fēng)電場(chǎng)輸出功率；Psc為儲(chǔ)能系統(tǒng)所要平抑的功率；Pg為風(fēng)電輸出功率經(jīng)過儲(chǔ)能系統(tǒng)平抑后注入到電網(wǎng)的功率。

儲(chǔ)能裝置的輸出功率要起到平抑風(fēng)電輸出的作用，即當(dāng)風(fēng)電出力驟升時(shí)，儲(chǔ)能裝置吸收功率，反之則輸出功率。

圖1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Schematic configuration of the system

1.1 VSC 模型及其控制

圖2為VSC 結(jié)構(gòu)示意。其中，R 為VSC 串聯(lián)及線路損耗的等效電阻；L 為VSC 串聯(lián)的等效電感；C 為直流側(cè)的平波電容。

圖2 VSC 結(jié)構(gòu)示意Fig.2 Schematic configuration of the VSC

假設(shè)三相系統(tǒng)平衡并忽略開關(guān)器件的損耗，利用基爾霍夫定理以及派克變換可得VSC 同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型[12]，即

式中：ω 為交流系統(tǒng)相電壓角頻率；usd、usq為電網(wǎng)電壓d、q 軸分量；Vd、Vq分別為VSC 交流側(cè)電壓d、q 軸分量；id、iq為VSC 交流側(cè)電流d、q 軸分量。

式（2）表明，d、q 軸電流除受控制量Vd、Vq影響外，還受到電流交叉耦合項(xiàng)ωLid、ωLiq和電網(wǎng)電壓usd、usq影響。

為消除d、q 軸之間電流耦合和交流系統(tǒng)電壓擾動(dòng)，采用前饋解耦控制方法，將與id、iq具有一階微分關(guān)系的電壓分量采用比例積分環(huán)節(jié)來實(shí)現(xiàn)，即將式（2）改為

對(duì)電網(wǎng)擾動(dòng)電壓usd、usq采取前饋補(bǔ)償，不僅能實(shí)現(xiàn)d、q 軸電流的獨(dú)立解耦控制，還能提高系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能[13]。根據(jù)前述的VSC 交流側(cè)電流控制原理，可得到圖3 所示的VSC 控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)框圖。圖3 中，外環(huán)控制直流母線電壓，uref為直流電壓的給定值，udc為實(shí)際的直流輸出電壓，經(jīng)PI 調(diào)節(jié)后的輸出idref為d 軸電流參考值。本文研究?jī)?chǔ)能單元提供的有功支持，所以設(shè)無功電流給定值iqref=0。內(nèi)環(huán)控制VSC 變流器輸出電流，將檢測(cè)到的三相輸入電流經(jīng)三相靜止坐標(biāo)到兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換，得到電流的d、q 軸控制分量id和iq，將d、q 軸參考電流與實(shí)際電流id、iq的偏差值經(jīng)PI 調(diào)節(jié)，再按式（3）進(jìn)行前饋解耦，得到VSC 交流側(cè)輸出電壓Vd、Vq。然后將兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換到三相靜止坐標(biāo)，最后經(jīng)PWM 調(diào)制電路得到VSC 的驅(qū)動(dòng)信號(hào)。

圖3 VSC 控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)框圖Fig.3 Block diagram of VSC control system

1.2 風(fēng)功率平抑的目標(biāo)

在風(fēng)機(jī)連續(xù)運(yùn)行過程中，受風(fēng)速的快速變動(dòng)以及塔影效應(yīng)、偏航誤差和風(fēng)剪切等因素的影響，葉輪在旋轉(zhuǎn)過程中的轉(zhuǎn)矩不穩(wěn)定，從而引起了風(fēng)電場(chǎng)輸出功率的變化，按變化的頻率可分為高頻區(qū)和低頻區(qū)[10]。文獻(xiàn)[14]對(duì)風(fēng)電功率做了頻譜分析，指出0.01 Hz 以下的功率變化被與其相連的自動(dòng)發(fā)電控制裝置AGC（auto generation control）補(bǔ)償，而0.01 Hz 以上的高頻部分則需借助儲(chǔ)能裝置平抑。因此，本文中的超級(jí)電容器主要用于平抑風(fēng)功率中的高頻波動(dòng)分量。

設(shè)計(jì)一階低通濾波器，使得注入到電網(wǎng)的功率Pg為

儲(chǔ)能需要平抑的功率為

1.3 儲(chǔ)能系統(tǒng)DC/DC 變換器

超級(jí)電容器通過串并聯(lián)構(gòu)成儲(chǔ)能陣列，由于超級(jí)電容器在充放電過程中，其兩端電壓變化范圍很大，因此必須通過功率變換器接入直流母線，使并網(wǎng)變流器VSC 向電網(wǎng)輸送功率時(shí)，功率變換器能夠提供恒定的直流母線電壓[15]。

由于超級(jí)電容儲(chǔ)能具有功率雙象限流動(dòng)進(jìn)行儲(chǔ)能和釋能的特點(diǎn)，因而本文采用非隔離型Buck-Boost 雙向DC/DC 變換器。其結(jié)構(gòu)如圖4 所示。這種電路具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，有源器件少，控制容易，效率高等優(yōu)點(diǎn)[16]。當(dāng)風(fēng)電場(chǎng)輸出功率大于給定的并網(wǎng)功率時(shí)，超級(jí)電容器充電，此時(shí)雙向DC/DC 變換器工作在Buck 電路模式；當(dāng)風(fēng)電場(chǎng)輸出功率小于給定的并網(wǎng)功率時(shí)，超級(jí)電容器放電，此時(shí)雙向DC/DC 變換器工作在Boost 電路模式。

針對(duì)恒功率控制不能實(shí)時(shí)調(diào)整并網(wǎng)功率的缺點(diǎn)，本文對(duì)雙向DC/DC 變換器采用了功率和電流的雙閉環(huán)控制策略，控制框圖如圖5 所示。

圖4 基于非隔離型Buck-Boost 電路的DC/DC 變換器Fig.4 DC-DC converter based on non-isolated Buck-Boost circuit

圖5 雙向DC/DC 控制框圖Fig.5 Bidirectional DC/DC converter control

外環(huán)為功率控制環(huán)，目的是實(shí)時(shí)控制超級(jí)電容器吸收和發(fā)出的有功功率。風(fēng)電場(chǎng)輸出功率Pwind經(jīng)過低通濾波器濾波，濾除高頻量、控制變化率。由于閃變是由風(fēng)速中的高頻分量引起的，因而將濾除高頻分量后的值Pg作為并網(wǎng)功率的給定值，風(fēng)電場(chǎng)的輸出功率Pwind和并網(wǎng)參考功率Pg間的差值= Pwind- Pg即為超級(jí)電容器工作的參考功率；將與超級(jí)電容器工作的實(shí)際功率值Psc比較，誤差e1經(jīng)過PI 調(diào)節(jié)器，得到期望的超級(jí)電容器的電流參考值內(nèi)環(huán)為超級(jí)電容器電流控制環(huán)，使超級(jí)電容器實(shí)際的工作電流值Isc跟蹤外環(huán)給定的電流參考值最后經(jīng)過PWM 調(diào)制得到開關(guān)管T1 和T2 的通斷狀態(tài)。

2 控制策略仿真驗(yàn)證

在Matlab/Simulink 仿真環(huán)境下建立了整個(gè)系統(tǒng)的仿真電路。風(fēng)電場(chǎng)由6 臺(tái)單機(jī)額定容量為1.5 MW 的異步風(fēng)機(jī)組成，單臺(tái)風(fēng)機(jī)定子電阻rs=0.004 8 p.u.；定子漏抗xs=0.124 8 p.u.；轉(zhuǎn)子繞組電阻rr=0.004 4 p.u.；轉(zhuǎn)子漏抗xr=0.179 1 p.u.；激磁電抗xm= 6.77 p.u.。系統(tǒng)母線短路容量為2 500 MVA，系統(tǒng)阻抗為0.576+j0.02 Ω。超級(jí)電容器參數(shù)采用文獻(xiàn)[9]中的產(chǎn)品數(shù)據(jù)，單體容量3 000 F，額定電壓2.7 V，串聯(lián)等效電阻0.045 mΩ，300 串10并組成超級(jí)電容器組。直流側(cè)電感值為0.05 mH，直流母線電容為75 mF?？刂葡到y(tǒng)參數(shù)：VSC 控制模塊中，電壓外環(huán)的PI 調(diào)節(jié)器參數(shù)為：kp=0.001 5，ki=0.5，電流內(nèi)環(huán)的PI 調(diào)節(jié)器參數(shù)為kp=3，ki=5。DC/DC 變換器控制模塊中，功率外環(huán)的PI 調(diào)節(jié)器參數(shù)為：kp=0.001，ki=0.9。為了驗(yàn)證超級(jí)電容器的功率跟蹤響應(yīng)，設(shè)置有功功率給定在1 s 時(shí)從0～1 MW 階躍變化。超級(jí)電容器儲(chǔ)能系統(tǒng)的功率跟蹤相應(yīng)曲線如圖6 所示。

圖6 超級(jí)電容器儲(chǔ)能系統(tǒng)功率跟蹤仿真結(jié)果Fig.6 Simulative results of power tracking for supercapacitor energy storage system

圖6中，Pref為超級(jí)電容器給定功率，P 為超級(jí)電容器實(shí)際輸出功率。由圖6 仿真結(jié)果可知，利用本文的功率調(diào)節(jié)方法，超級(jí)電容器跟蹤階躍給定的功率所需的時(shí)間大約為30 ms，響應(yīng)速度快，調(diào)節(jié)特性好，可滿足快速補(bǔ)償風(fēng)電場(chǎng)功率波動(dòng)的要求。

在風(fēng)機(jī)連續(xù)運(yùn)行中塔影效應(yīng)和風(fēng)剪切是引起閃變的主因[17]?，F(xiàn)代風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)研究中，大多采用平均風(fēng)速分量與湍流分量相疊加的風(fēng)速模型，本文在文獻(xiàn)[18]建立的風(fēng)速模型基礎(chǔ)上考慮了塔影效應(yīng)和風(fēng)剪切，塔影效應(yīng)和風(fēng)剪切的數(shù)學(xué)模型參考文獻(xiàn)[17]，參數(shù)如表1 所示，當(dāng)輪轂高度處風(fēng)速為8 m/s 時(shí)塔影效應(yīng)和風(fēng)剪切效應(yīng)如圖7 所示。

表1 風(fēng)剪切和塔影效應(yīng)模型參數(shù)Tab.1 Parameters of wind shear and tower shadow effects

圖7 風(fēng)剪切和塔影效應(yīng)對(duì)風(fēng)速的影響Fig.7 Effects of wind shear and tower shadow on the wind speed

圖8為疊加塔影效應(yīng)和風(fēng)剪切后的600 s 風(fēng)速曲線，平均風(fēng)速為8 m/s，湍流分量In=0.1。

圖8 600 s 等效風(fēng)速曲線Fig.8 Equivalent wind speed in 600 seconds

圖9為未安裝儲(chǔ)能時(shí)風(fēng)電場(chǎng)功率輸出曲線，從圖中可以看出風(fēng)電場(chǎng)功率波動(dòng)幅度較大。圖10為安裝儲(chǔ)能裝置后的功率曲線，其中Pg為經(jīng)過超級(jí)電容器平抑后的風(fēng)功率曲線，Psc為超級(jí)電容器儲(chǔ)能系統(tǒng)功率變化曲線?？梢钥闯?，經(jīng)過儲(chǔ)能系統(tǒng)平抑后，輸入到電網(wǎng)的功率變得很平滑。

圖11 為超級(jí)電容器的端電壓響應(yīng)，從圖中可知，超級(jí)電容器端電壓的變化與儲(chǔ)能系統(tǒng)功率的變化相對(duì)應(yīng)。當(dāng)功率大于0 時(shí)超級(jí)電容器充電，功率小于0 時(shí)超級(jí)電容器放電。

圖9 未安裝儲(chǔ)能時(shí)風(fēng)電場(chǎng)功率輸出曲線Fig.9 Output power curves of wind farm without supercapacitor energy storage system

圖10 超級(jí)電容器儲(chǔ)能系統(tǒng)功率變化曲線以及風(fēng)功率平抑效果示意Fig.10 Output power curves of wind farm with supercapacitor energy storage system and smoothed wind power with energy storage system

圖11 超級(jí)電容器端電壓的響應(yīng)Fig.11 Voltage response of supercapacitor energy storage system

3 閃變值比較驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文提出的采用儲(chǔ)能平抑風(fēng)電有功功率波動(dòng)來減小閃變的方法，根據(jù)IEC 閃變儀原理框圖，在Matlab 環(huán)境下建立了閃變測(cè)試系統(tǒng)。閃變儀具體參數(shù)參考文獻(xiàn)[19]。

利用此閃變測(cè)試系統(tǒng)，本文對(duì)采用無功補(bǔ)償抑制閃變以及采用儲(chǔ)能抑制閃變這兩種不同情況下的系統(tǒng)的短時(shí)閃變值進(jìn)行了測(cè)試和分析。由于風(fēng)況對(duì)風(fēng)電機(jī)組引起的電壓波動(dòng)和閃變具有直接的影響，尤其是平均風(fēng)速和湍流密度[1]，所以本文對(duì)不同平均風(fēng)速和湍流密度條件下的短時(shí)閃變值進(jìn)行了仿真比較，結(jié)果如表2 和表3 所示。

由表2 可知，當(dāng)平均風(fēng)速達(dá)到額定風(fēng)速9 m/s前，閃變值隨風(fēng)速的增大而增大。湍流強(qiáng)度對(duì)電壓波動(dòng)和閃變的影響較大，兩者幾乎呈正比增長(zhǎng)關(guān)系。湍流密度的增大使得風(fēng)速的變化加劇，引起了輸出功率的波動(dòng)變大，從而使得閃變值增大。從表3 可看出，未安裝儲(chǔ)能時(shí)，隨著湍流密度的增大，閃變值也增大。從表2 和表3 的數(shù)據(jù)可看出，STATCOM雖然可抑制閃變，但效果遠(yuǎn)遠(yuǎn)比不上采用儲(chǔ)能抑制閃變的效果。安裝儲(chǔ)能設(shè)備后，由于風(fēng)功率中引起電壓閃變的快速波動(dòng)成分被儲(chǔ)能平抑，因而閃變值大大減小，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于國(guó)標(biāo)的規(guī)定。從而驗(yàn)證了本文方案的有效性。

表2 不同平均風(fēng)速下的閃變值比較（In=0.1）Tab.2 Comparison of flicker with different mean wind speeds（In=0.1）

表3 不同湍流密度下的閃變值比較（平均風(fēng)速v=8 m/s）Tab.3 Comparison of flicker with different turbulence intensities（v=8 m/s）

4 結(jié)論

并網(wǎng)風(fēng)電輸出功率的快速波動(dòng)會(huì)引起電網(wǎng)電壓波動(dòng)和閃變。很多文獻(xiàn)提出采用實(shí)時(shí)無功補(bǔ)償，使得電網(wǎng)阻抗角與功率因數(shù)角之差接近，進(jìn)而抑制閃變。但是隨著風(fēng)電在電網(wǎng)中的比例越來越大，這種方法也體現(xiàn)出了局限性。本文提出采用超級(jí)電容器平抑風(fēng)電有功功率快速波動(dòng)從而抑制閃變的方法。本文設(shè)計(jì)了超級(jí)電容器的控制策略，以考慮塔影效應(yīng)和風(fēng)剪切的風(fēng)速模型作為輸入，并搭建了IEC 閃變儀，仿真比較了風(fēng)電場(chǎng)采用儲(chǔ)能調(diào)節(jié)有功功率前后的功率波動(dòng)和閃變值。利用Matlab/Simulink 軟件進(jìn)行仿真，仿真結(jié)果表明了所提出的控制策略和方法的有效性。

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