張偉,武文麗,王宇強,葛利宏,陳敏,張雨舟
(1.內(nèi)蒙古電力科學(xué)研究院,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010020;2. 內(nèi)蒙古電力(集團)有限責(zé)任公司,內(nèi)蒙古 呼和浩特 010010;3.浙江大學(xué) 電氣工程學(xué)院,浙江 杭州 310027)
隨著我國經(jīng)濟建設(shè)不斷發(fā)展以及電力需求的不斷提高,電力生產(chǎn)消費的安全面臨更加嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)。極端災(zāi)害下導(dǎo)致的大面積長時間停電事件,以及運維、配電檢修等場景下的計劃停電,都對國內(nèi)的經(jīng)濟社會發(fā)展、社會團結(jié)安定、人民安居樂業(yè)產(chǎn)生不利的影響,成為電力系統(tǒng)亟待解決的痛點問題[1-4]。應(yīng)急微電網(wǎng)作為電力安全問題的事前預(yù)防和事后保障的重要方案,可以在部分停電區(qū)域利用柴油發(fā)電應(yīng)急車和儲能應(yīng)急車對其中的重要負(fù)荷進(jìn)行應(yīng)急供電。在極端災(zāi)害的情況下,目前主要采取將某臺柴油發(fā)電應(yīng)急車或者儲能應(yīng)急車開赴重要保供電區(qū)域,單獨為重點負(fù)荷提供電力供應(yīng)[5-6];然而在大規(guī)模停電情況下,重要節(jié)點的保供電措施難以實現(xiàn)故障后的快速恢復(fù)能力、保障人民正常生產(chǎn)生活。
目前,對于多類型應(yīng)急電源的系統(tǒng)控制策略的研究,在多應(yīng)急電源之間的功率均分、動態(tài)性能、頻率支撐等方面存在一定局限[7-9];因此,針對大規(guī)模區(qū)域停電情況下利用柴油發(fā)電應(yīng)急車和儲能應(yīng)急車來應(yīng)急供保電的組網(wǎng)供電方案,開展了應(yīng)急微電網(wǎng)組網(wǎng)供電策略的研究。文獻(xiàn)[10]提出了一種下垂系數(shù)自調(diào)節(jié)的改進(jìn)型下垂控制策略,在無通信的情況下即可實現(xiàn)多應(yīng)急電源的自趨優(yōu)控制。文獻(xiàn)[11]提出了并網(wǎng)型脈沖寬度調(diào)制(pulse width modulation,PWM)逆變器和旋轉(zhuǎn)同步發(fā)電機的物理機制相似、數(shù)學(xué)模型等效,并發(fā)展了靜態(tài)同步發(fā)電機的概念。文獻(xiàn)[12]提出了一種適合微電網(wǎng)多逆變器并聯(lián)的電壓電流雙環(huán)下垂控制策略,虛擬阻抗的引入可減少逆變器輸出電阻的影響。文獻(xiàn)[13]提出了包含電壓源型逆變器接口和同步發(fā)電機接口的微電網(wǎng)控制策略,可實現(xiàn)功率輸出自我調(diào)整以及微電網(wǎng)與大電網(wǎng)的無縫轉(zhuǎn)接。文獻(xiàn)[14]提出了逆變器電流未飽和及飽和時的虛擬功角特性,得出逆變器的虛擬功角同步穩(wěn)定機理和失穩(wěn)過程。此外,還有許多文獻(xiàn)針對柴油發(fā)電同步機和電池儲能逆變器的系統(tǒng)控制策略,開展了不同方面的仿真和實驗[15-17]。
下垂控制的逆變器可以模擬同步發(fā)電機的有功頻率和無功電壓外特性以及轉(zhuǎn)子慣量特性,現(xiàn)有的控制策略多集中在系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)的功率均分和環(huán)流方面,鑒于應(yīng)急微電網(wǎng)中負(fù)荷的隨機性特點,系統(tǒng)的動態(tài)過程中的功率均分和環(huán)流抑制極為重要。本研究基于應(yīng)急微電網(wǎng)的頻率變換率和系統(tǒng)環(huán)流機理,提出了逆變器的慣量自趨優(yōu)方法;基于環(huán)流功率和環(huán)流功率變化率,調(diào)節(jié)儲能逆變器下垂控制濾波環(huán)節(jié)中的時間常數(shù),來實現(xiàn)慣量自趨優(yōu),抑制系統(tǒng)間瞬態(tài)環(huán)流功率;最后用MATLAB/PLECS軟件仿真分析了慣性環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的下垂控制策略下系統(tǒng)功率均分的特性。
在應(yīng)急微電網(wǎng)中,系統(tǒng)可以等效為多臺同步發(fā)電機和電壓源逆變器并聯(lián)在同一條交流母線上,電流源型逆變器和用戶負(fù)荷等效為系統(tǒng)的公共負(fù)載,其結(jié)構(gòu)如圖1所示,圖中:Zload為公共負(fù)載的等效電阻;Iload為公共負(fù)載的電流;Ubus為交流母線電壓,同時也是公共負(fù)載兩端的電壓;Uo、Io分別為各分布式電源(distributed generation,DG)的輸出電壓、輸出電流;Is為電流源型逆變器的輸出電流;Zw為DG和公共交流母線之間的連線阻抗;變量符號加下標(biāo)a表示電壓源逆變器單元,b表示同步發(fā)電機,加下標(biāo)1、2等編號表示各分支的變量。
圖1 應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)的等效電路Fig.1 Equivalent circuit of the emergency micro-grid system
圖1中并聯(lián)的同步發(fā)電機和逆變器都為系統(tǒng)的DG,交流母線電壓不是穩(wěn)定不變的,而是所有DG輸出電壓和電網(wǎng)電壓共同作用的結(jié)果,DG的輸出電流是所有DG輸出電壓、電網(wǎng)電壓以及用戶負(fù)載共同作用的結(jié)果;因此,整個應(yīng)急微電網(wǎng)是多輸入多輸出的系統(tǒng),即所有DG的輸出電壓和電網(wǎng)電壓均為應(yīng)急微電網(wǎng)的輸入量,所有DG的輸出電流以及注入電網(wǎng)的電流均為應(yīng)急微電網(wǎng)的輸出量,用戶負(fù)載屬于系統(tǒng)的可變參量,而交流母線電壓屬于系統(tǒng)中的1個狀態(tài)變量。
在應(yīng)急微電網(wǎng)中考慮系統(tǒng)動態(tài)過程中出現(xiàn)的功率不均分和環(huán)流[18-21],系統(tǒng)中的環(huán)流Icir在頻域下可表示為DG實際輸出電流Io與理想輸出電流It的差值,即
Icir(s)=Io(s)-It(s),
(1)
式中s為復(fù)變量。
應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)內(nèi)的環(huán)流是1個虛擬的電流量,它的大小是相對于逆變器的理想輸出電流It而言的。在A臺DG處于穩(wěn)態(tài)時,負(fù)載的電壓(即交流母線電壓)是穩(wěn)定不變的,因而DG按照各自的權(quán)重系數(shù)均分負(fù)載功率,本質(zhì)上就是按照各自的權(quán)重系數(shù)均分負(fù)載電流Iload,那么第a臺DG按比例分得的電流即為理想輸出電流It,a,即
(2)
式中ka為在A臺DG構(gòu)成的應(yīng)急微電網(wǎng)并聯(lián)系統(tǒng)中,任意一臺(第a臺)DG的理想輸出電流在負(fù)載電流中所占的比例,也就是權(quán)重系數(shù)。同時可以得到每臺DG的輸出環(huán)流Icir,a,即
(3)
式中Io,a為每臺DG的輸出電流。由此可知,系統(tǒng)中所有DG的輸出環(huán)流相互抵消,意味著這些環(huán)流是在系統(tǒng)中所有DG之間相互流動的。在理想狀態(tài)下,系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)時所有DG的環(huán)流都等于0。
應(yīng)急微電網(wǎng)是由柴油發(fā)電同步機和儲能逆變器并聯(lián)形成的孤島電網(wǎng),系統(tǒng)中的柴油發(fā)電同步機和儲能逆變器在負(fù)荷波動情況下輸出頻率的動態(tài)響應(yīng)不一致,易引起較大的瞬態(tài)擾動。
同步發(fā)電機在負(fù)載變換時的慣量響應(yīng)由2個部分構(gòu)成,包括轉(zhuǎn)子的狀態(tài)變量(功角、頻率)在不平衡轉(zhuǎn)矩下的響應(yīng),以及發(fā)電機轉(zhuǎn)子動能與輸出電磁功率在系統(tǒng)頻率變化時的響應(yīng)。根據(jù)同步發(fā)電機的動能方程,假定發(fā)電機的極對數(shù)為1時,可以得到慣量的相關(guān)表達(dá)式[22-23]如下:
(4)
(5)
式(4)、(5)中:J為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動慣量;ωref為轉(zhuǎn)子的額定轉(zhuǎn)速;PG,N為同步發(fā)電機的額定功率;TJ為轉(zhuǎn)子慣性時間常數(shù);fref為系統(tǒng)的額定頻率。
系統(tǒng)中t時刻的同步發(fā)電機輸出的瞬時電磁功率[13](即轉(zhuǎn)子動能變化量)
(6)
式中fG(t)為同步發(fā)電機的瞬時頻率。
為實現(xiàn)應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)功率均分以及系統(tǒng)的穩(wěn)定,儲能逆變器模擬同步發(fā)電機的輸出特性,通過逆變器的電壓和頻率調(diào)整輸出無功功率和有功功率[24-25]。針對儲能逆變器的下垂控制和同步發(fā)電機的轉(zhuǎn)子運動方程展開分析,相關(guān)控制框圖如圖2、圖3所示,2個圖中:Uref為系統(tǒng)的額定電壓;ω0為電網(wǎng)同步角速度;ω為轉(zhuǎn)子的實際轉(zhuǎn)速;Tmec、Tele分別為機械轉(zhuǎn)矩、電磁轉(zhuǎn)矩;D為阻尼系數(shù);P、Q分別為實際頻率和電壓條件下輸出的有功功率、無功功率;f、U分別為對應(yīng)P、Q值的逆變器給定頻率、電壓幅值;Uc、Xc為調(diào)差及測量單元的輸出電壓和調(diào)差阻抗;Usrr為偏差值;T1、T2、T3、T4、TA、TR為時間常數(shù);KA、Kj為放大倍數(shù);Uf為同步發(fā)電機的勵磁電壓;AVR為自動電壓調(diào)節(jié)器,automatic voltage regulator的縮寫;θ為逆變器相位角,由頻率積分而來。
圖2 儲能逆變器控制框圖Fig.2 Control block diagram of the energy storage inverter
如圖3所示,同步發(fā)電機的轉(zhuǎn)子運動方程為
(7)
式中Pmec、Pele分別為機械功率、電磁功率。
儲能逆變器的儲能裝置為鋰電池組,系統(tǒng)下垂控制下的有功頻率和無功電壓的關(guān)系如下:
圖3 同步發(fā)電機控制框圖Fig.3 Control block diagram of the synchronous generator
(8)
式中:Pref、Qref分別為有功、無功的基準(zhǔn)功率;Tm和Tn為有功、無功下垂中低通濾波器的濾波時間參數(shù);m、n分別為有功、無功下垂增益。有功頻率控制方程可以進(jìn)一步變形成
(9)
與同步發(fā)電機的轉(zhuǎn)子運動方程相比,轉(zhuǎn)子慣量J和阻尼系數(shù)D可以表達(dá)為:
(10)
結(jié)合式(7)和式(10)可知,下垂控制的低通濾波器的參數(shù)Tm起到了同步發(fā)電機慣性環(huán)節(jié)慣量J的作用;因此,下垂控制中的低通濾波器能夠在逆變器控制中實現(xiàn)有功頻率環(huán)節(jié)中的慣量支撐,進(jìn)一步提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性。
應(yīng)急微電網(wǎng)中的逆變器和同步發(fā)電機并聯(lián)系統(tǒng)在用電負(fù)荷切換時,系統(tǒng)響應(yīng)負(fù)荷功率的動態(tài)過程中,同步發(fā)電機自身的轉(zhuǎn)子動能能夠提供慣性來延緩系統(tǒng)的頻率變化率;然而,常規(guī)下垂控制下,儲能逆變器的輸出頻率會快速響應(yīng)負(fù)載的變化,不能有效抑制系統(tǒng)頻率的快速跌落。
系統(tǒng)中的同步發(fā)電機和儲能逆變器的慣性不一致,會導(dǎo)致系統(tǒng)暫態(tài)過程中的頻率偏差,以及在動態(tài)過程中同步發(fā)電機和儲能逆變器間的功率環(huán)流,如圖4所示,UMa、UMb、UMc為柴油發(fā)電機的三相輸出電壓,Uia、Uib、Uic為儲能逆變器的三相輸出電壓。
圖4 DG輸出電壓矢量圖Fig.4 Vector diagram of DG output voltage
由式(5)可知,同步發(fā)電機的轉(zhuǎn)動慣量由其額定功率、額定轉(zhuǎn)速和轉(zhuǎn)子慣性時間常數(shù)共同決定;因此,在同步發(fā)電機和逆變器的并聯(lián)系統(tǒng)中,為了實現(xiàn)慣量匹配,如式(10)可以通過改變儲能逆變器的低通濾波器的時間常數(shù)Tm來實現(xiàn)逆變器慣量J的變化,從而抑制并聯(lián)系統(tǒng)在動態(tài)過程的變換。
由此,提出一種慣性環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的下垂控制方法,其中有功頻率環(huán)節(jié)的低通濾波器的時間常數(shù)
(11)
(12)
式(11)、(12)中:Tm0為初始的濾波時間參數(shù);k為調(diào)節(jié)系數(shù);PVSI為儲能逆變器的輸出功率;PSG為同步發(fā)電機的輸出功率;ΔP為系統(tǒng)中的環(huán)流功率;PS為負(fù)荷的總功率。
由于系統(tǒng)動態(tài)過程中的瞬時環(huán)流因不同DG之間的慣量差異產(chǎn)生,而儲能逆變器的慣量大小取決于低通濾波器的時間常數(shù)Tm,可通過檢測各DG的輸出功率來調(diào)節(jié)時間常數(shù)Tm,從而實現(xiàn)環(huán)流抑制。當(dāng)功率變換dPS/dt與系統(tǒng)環(huán)流功率ΔP正負(fù)號相同時,增大儲能逆變器的時間常數(shù)從而減小系統(tǒng)的功率環(huán)流;反之,減小儲能逆變器的時間常數(shù)。
對應(yīng)急微電網(wǎng)中的儲能逆變器進(jìn)行參數(shù)設(shè)計時,首先確定有功頻率的下垂系數(shù)m。根據(jù)應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)中所要求的最低頻率fmin、最高頻率fmax和逆變器的額定功率PVSI,N,設(shè)計儲能逆變器下垂控制環(huán)路的下垂控制系數(shù)m,即
(13)
進(jìn)一步考慮儲能逆變器需要模擬的慣量J正比于初始的濾波時間參數(shù)Tm0,由式(5)和式(10)可知
(14)
式中ωVSI,ref為逆變器輸出電壓的額定角速度,并聯(lián)組網(wǎng)時與同步發(fā)電機的額定角速度ωref保持一致。
關(guān)于慣性自趨優(yōu)環(huán)節(jié)的調(diào)節(jié)系數(shù)k,可以依據(jù)設(shè)定的最大時間常數(shù)Tm,max和最小時間常數(shù)Tm,min來確定取值區(qū)間,即
(15)
根據(jù)應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)中所要求的頻率范圍、同步發(fā)電機轉(zhuǎn)動慣量與儲能逆變器相匹配的整體原則,控制策略系統(tǒng)參數(shù)的設(shè)計流程如圖5所示。
圖5 系統(tǒng)參數(shù)設(shè)計流程Fig.5 System parameter design flow
根據(jù)所提出的儲能逆變器慣性環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的下垂控制策略,基于MATLAB/PLECS建立了1臺柴油發(fā)電同步機和1臺儲能逆變器的應(yīng)急微電網(wǎng)并聯(lián)系統(tǒng)仿真模型。在儲能逆變器的不同濾波時間常數(shù)下,針對慣量相同、慣量不同和慣量自趨優(yōu)的3種情況下開展了應(yīng)急電源投切仿真和負(fù)載投切仿真,其中應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)的仿真參數(shù)見表1,表中Umax、Umin分別為仿真設(shè)定的DG最大工作電壓、最小工作電壓。
表1 仿真系統(tǒng)主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of the simulation system
應(yīng)急微電網(wǎng)并聯(lián)系統(tǒng)首先要能實現(xiàn)同步發(fā)電機和儲能逆變器的并聯(lián)以及響應(yīng)負(fù)荷功率的變化。對于仿真算例:在0~3 s時為狀態(tài)1,系統(tǒng)的初始負(fù)荷為414 kW;在3~3.76 s時為狀態(tài)2,系統(tǒng)中儲能逆變器開始并機預(yù)同步;在3.76~8 s時為狀態(tài)3,系統(tǒng)中同步發(fā)電機和儲能逆變器開始均分負(fù)荷;在8~12 s時為狀態(tài)4,系統(tǒng)中負(fù)荷增加至480 kW;在12~16 s時為狀態(tài)5,系統(tǒng)中負(fù)荷降低至414 kW。所得的仿真結(jié)果如圖6所示。
可以看到在應(yīng)急微電網(wǎng)中,在0~8 s之間的儲能逆變器和柴油發(fā)電同步機的同步并聯(lián)環(huán)節(jié),3種慣性環(huán)節(jié)下系統(tǒng)的功率均分情況無較大差異,都可以很好地實現(xiàn)并聯(lián)系統(tǒng)下逆變器和同步發(fā)電機的功率均分。在8~12 s和12~16 s負(fù)荷加載和切載過程中:慣量一致時,系統(tǒng)功率均分,系統(tǒng)暫態(tài)環(huán)流功率波動范圍為-4~6 kW;慣量不同時,可以明顯看出系統(tǒng)功率在負(fù)荷切換瞬間不均分,此時系統(tǒng)暫態(tài)環(huán)流功率波動范圍為-9~9 kW;慣量自趨優(yōu)時,系統(tǒng)功率保持均分,此時系統(tǒng)暫態(tài)環(huán)流功率波動范圍為-4~5 kW。
由圖6分析可知,慣性環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的儲能逆變器可以抑制同步發(fā)電機和逆變器的并聯(lián)系統(tǒng)在負(fù)荷切載過程的環(huán)流功率,減小系統(tǒng)間的暫態(tài)環(huán)流,增強系統(tǒng)的動態(tài)穩(wěn)定性。
圖6 系統(tǒng)中同步發(fā)電機及逆變器的輸出功率、環(huán)流功率Fig.6 Output power and circulating current active power of synchronous machine and inverter in the system
應(yīng)急微電網(wǎng)的儲能逆變器的并聯(lián)控制器包含三相電氣信息的采樣模塊、AD和DA模塊、CPU和FPGA系統(tǒng)架構(gòu)及應(yīng)急電源的檢測和控制系統(tǒng)。其中的工業(yè)化控制和采集系統(tǒng)Atom-RIO采用可重配置I/O FPGA技術(shù)和LabVIEW的圖形化編程,實現(xiàn)控制和采集系統(tǒng)的浮點控制、實時通信和信號處理。
采用以上各個模塊并經(jīng)過系統(tǒng)設(shè)計,控制器具備控制器間的網(wǎng)絡(luò)通信能力以及豐富的接口功能,包括雙極性的模擬量輸出和脈沖控制輸出。應(yīng)急微電網(wǎng)的并聯(lián)控制器及其接線圖如圖7、圖8所示。
搭建的應(yīng)急微電網(wǎng)半實物實驗平臺如圖9所示,實驗平臺由MATLAB仿真計算機、NI半實物控制器、數(shù)字示波器和并聯(lián)控制器組成。將所需檢測的相應(yīng)信號通過NI半實物控制器接入示波器,并對其進(jìn)行觀察。由于半實物控制的輸出模擬信號接口最大輸出幅值為±10 V,因此將所需觀察的信號進(jìn)行一定量的縮比,從而驗證控制策略的可行性。
圖7 控制器Fig.7 Controller
在NI半實物仿真平臺中建立柴油發(fā)電同步機和儲能逆變器的電路模型,在并聯(lián)控制器中建立慣量環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的控制策略,應(yīng)急微電網(wǎng)并聯(lián)系統(tǒng)仿真模型開始仿真時,系統(tǒng)總共接入0.3 MW有功負(fù)載,在t=20 s時加載0.2 MW有功負(fù)載,在t=40 s時加載0.2 Mvar無功負(fù)載。仿真得到的系統(tǒng)母線的電壓波形、0時刻的逆變器輸出電流、應(yīng)急電源的有功功率和無功功率變化曲線如圖10所示,示波器圖的上半部分為長時間尺度下的波形,下半部分為上半部分滑動窗口中的詳細(xì)波形。
圖8 接線圖Fig.8 Wiring diagram
圖9 半實物仿真平臺Fig.9 Hardware-in-loop simulation platform
由圖10可以看出,在應(yīng)急組網(wǎng)負(fù)載切換變動過程中,系統(tǒng)母線電壓的幅值和頻率一直保持穩(wěn)定。而在負(fù)荷切載的瞬態(tài)過程中,如圖10(b)可以看到逆變器輸出電流的暫態(tài)過程保持穩(wěn)定。系統(tǒng)中應(yīng)急電源的輸出有功功率和無功功率如圖10(c)、(d)所示,可以看到基于慣量自趨優(yōu)方法的應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)在負(fù)荷切載過程中功率保持良好的穩(wěn)態(tài)和暫態(tài)均分特性,進(jìn)一步驗證了所提慣性環(huán)節(jié)自趨優(yōu)控制策略的有效性。
圖10 實驗波形Fig.10 Experimental waveforms
本研究提出的儲能逆變器慣性環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的下垂控制策略在應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)的同步并機、負(fù)荷切換等多個狀態(tài)下得到了仿真模型的驗證,結(jié)論如下:
a)慣性環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的下垂控制策略能夠?qū)崿F(xiàn)應(yīng)急微電網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)功率均分,并抑制負(fù)荷切換過程的系統(tǒng)環(huán)流功率實現(xiàn)瞬態(tài)功率均分。
b)由于儲能逆變器和柴油發(fā)電同步機的慣量環(huán)節(jié)不一致,且特殊場景下系統(tǒng)的負(fù)荷波動性強,系統(tǒng)間功率環(huán)流在負(fù)荷輕載會影響系統(tǒng)功率平衡。采用慣量環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的控制策略能夠很好地抑制系統(tǒng)內(nèi)的功率環(huán)流,實現(xiàn)在部分停電區(qū)域利用柴油發(fā)電應(yīng)急車和儲能應(yīng)急車對重要的區(qū)域負(fù)荷提供電力保障。
在下一階段,將進(jìn)一步考慮慣量環(huán)節(jié)自趨優(yōu)的下垂控制策略在場景復(fù)雜的應(yīng)急微電網(wǎng)中的控制效果,進(jìn)一步改進(jìn)控制策略,增強控制策略的適用能力,實現(xiàn)在復(fù)雜工況下多類型應(yīng)急電源的組網(wǎng)供電。