基于構(gòu)網(wǎng)型儲能的風電場-弱電網(wǎng)次同步振蕩抑制方法

伍雙喜,王晰,劉洋,Jan Shair,向麗玲,謝小榮

(1. 廣東電網(wǎng)有限責任公司電力調(diào)度控制中心,廣州市 510600;2. 新型電力系統(tǒng)運行與控制全國重點實驗室(清華大學(xué)電機系),北京市100084)

0 引 言

伴隨電力系統(tǒng)的“雙高”特征日益顯著,以風電、光伏為代表的變流器接口發(fā)電(converter interfaced generation, CIG)在電源結(jié)構(gòu)中占據(jù)的比例逐漸提升,深刻地改變了電力系統(tǒng)的物理特性和穩(wěn)定機理。風、光等資源本身的波動性和間歇性、高比例電力電子裝備引發(fā)的多時間尺度動態(tài)等特點,使得電力系統(tǒng)面臨多種新型穩(wěn)定性問題,如“類機電”低頻振蕩、寬頻電磁振蕩、新能源機組的大擾動穩(wěn)定性等[1]。其中,寬頻振蕩及其包含的次同步振蕩(subsynchronous oscillations, SSO)即是一例典型問題。SSO常由CIG控制環(huán)節(jié)和交直流電網(wǎng)間的動態(tài)相互作用引起,可使系統(tǒng)電壓/電流出現(xiàn)數(shù)Hz至兩倍工頻范圍的非特征分量。不利條件下,次同步分量會持續(xù)增長乃至超過工頻分量,導(dǎo)致新能源機組損壞、脫網(wǎng)甚至全局性安全問題;相關(guān)事故已在國內(nèi)外被多次發(fā)現(xiàn)和報道[2-3]。

目前抑制次同步振蕩的方法大致分源側(cè)和網(wǎng)側(cè)兩個角度。在電源側(cè),通常對機側(cè)或(和)網(wǎng)側(cè)變流器的控制策略做針對性的改進——多為附加次同步阻尼控制器(subsynchronous damping controllers, SDC)或優(yōu)化變流器控制環(huán)節(jié)的部分參數(shù)[4]。由于電源側(cè)的控制通?？芍厮軝C組在次/超同步頻率范圍的幅頻相頻特性,因而也被稱為阻抗重塑控制[5]。但實際風電場中機組數(shù)量眾多、位置分散、型號各異,逐一修改或調(diào)整其控制模塊將帶來繁重的工作量,可行性較差。在電網(wǎng)側(cè),依據(jù)振蕩發(fā)生的不同場景,陸續(xù)有學(xué)者挖掘了柔性交流輸電系統(tǒng)(flexible AC transmission system,FACTS)控制器[6]、柔直換流器[7-8]等裝置的潛力,將靜止無功補償器(static var compensator, SVC)[9]、統(tǒng)一潮流控制器(unified power flow controller, UPFC)[10-11]、靜止同步補償器(static synchronous compensator, STATCOM)[12-13]等設(shè)備安裝在風電場并網(wǎng)點處,實現(xiàn)次同步振蕩的主動阻尼控制。

近年來,電池儲能系統(tǒng)(battery energy storage system, BESS)因其在“雙高”電力系統(tǒng)中的關(guān)鍵作用廣受關(guān)注。BESS提供的服務(wù)包括負荷調(diào)節(jié)、調(diào)峰、調(diào)頻、應(yīng)急供電等,也可作為電網(wǎng)側(cè)主動阻尼控制的方法之一。文獻[14]指出,通過儲能實現(xiàn)有功功率的靈活調(diào)節(jié),能有效防治跨區(qū)輸電中的低頻振蕩問題。類似地,亦有研究證實BESS能降低風電場并網(wǎng)的電磁暫態(tài)過程引發(fā)SSO的風險:文獻[15]使用添加有源阻尼控制的儲能變流器,抑制了風機和電網(wǎng)的次同步相互作用;文獻[16]通過BESS在次同步頻率范圍內(nèi)增加了雙饋風機-串補網(wǎng)絡(luò)的虛擬阻抗;文獻[17]通過優(yōu)化構(gòu)網(wǎng)型儲能的控制結(jié)構(gòu)參數(shù),實現(xiàn)了一定干擾度范圍內(nèi)的頻率穩(wěn)定和同步穩(wěn)定。

本文使用附加次同步阻尼控制的構(gòu)網(wǎng)型電池儲能系統(tǒng)(grid forming-battery energy storage system, GFM-BESS)抑制直驅(qū)風電場并入弱電網(wǎng)引發(fā)的SSO。本文的主要貢獻包括以下三點:

1)提出了一種更加簡單實用的對現(xiàn)有構(gòu)網(wǎng)型儲能變流器控制策略的修正:將2個次同步阻尼控制器作為附加回路,并聯(lián)連接到GFM-BESS的電流控制內(nèi)環(huán)。

2)比較了三種SDC的阻尼性能和BESS容量對SDC阻尼效果的影響。

3)通過電磁暫態(tài)仿真驗證了這一控制策略的可行性。

本文第1節(jié)介紹了所構(gòu)建的直驅(qū)風機-電池儲能系統(tǒng)概況;第2節(jié)詳細討論了使用基于構(gòu)網(wǎng)型控制策略的SDC抑制SSO的方法;第3節(jié)展示仿真結(jié)果和對應(yīng)分析;第4節(jié)總結(jié)歸納全文。

1 風電場-BESS接入交流電網(wǎng)模型

1.1 系統(tǒng)概況

考慮在風電場配套安裝電池儲能的情景,所構(gòu)造的系統(tǒng)模型如圖1所示,裝機容量200 MW的直驅(qū)風電場和10 MW的BESS升壓后共同接入230 kV交流母線。BESS在平滑風電出力波動的同時,可參與調(diào)頻、黑啟動等輔助服務(wù)。系統(tǒng)參數(shù)見表1。

表1 系統(tǒng)參數(shù)

圖1 直驅(qū)風電場-BESS接入弱交流電網(wǎng)系統(tǒng)示意圖

風電場并入的交流電網(wǎng)強度較低時,會存在次同步振蕩的風險。阻抗分析是識別系統(tǒng)中存在振蕩模式的常用方法。在圖1所示系統(tǒng)中,電網(wǎng)、傳輸線和變壓器的阻抗參數(shù)一般可作為給定值獲取,故而能計算出它們確切的阻抗矩陣解析式ZT1(s)、ZT2(s)與Zg(s)。而風機和BESS的控制結(jié)構(gòu)常為“黑/灰箱”,阻抗參數(shù)難以直接獲取。本文參考文獻[18]提出的基于實測的阻抗模型辨識方法,通過注入不同頻率的小擾動信號,經(jīng)過各離散點數(shù)據(jù)的整理和擬合,求得風電場和BESS的頻率耦合阻抗模型ZWF(s)、ZBS(s)。另外,綜合考慮風電和BESS并網(wǎng)前的濾波、升壓等環(huán)節(jié),需對ZWF(s)、ZBS(s)作適當修正(修正后的阻抗矩陣用ZWF-r(s)、ZBS-r(s)表示);二者與交流電網(wǎng)的阻抗相加,得到全系統(tǒng)的聚合阻抗矩陣ZΣ(s)。

ZΣ(s)=ZWF-r(s)+ZBS-r(s)+Zg(s)

(1)

通過分析ZΣ(s)矩陣元素,可證明存在相互耦合的次/超同步振蕩模式。

采用短路比(short-circuit ratio, SCR)衡量電網(wǎng)強度,并模擬了仿真系統(tǒng)中次同步振蕩發(fā)生的過程。根據(jù)定義,計算得到圖1所示系統(tǒng)的短路比σ:

(2)

式中:U2為并網(wǎng)點連接的交流母線電壓;Xg為并網(wǎng)點處的網(wǎng)絡(luò)等效電抗;SW、SB分別表示風電場內(nèi)的直驅(qū)風機容量與安裝的儲能電池容量。

由于電網(wǎng)電壓U2和裝機容量SW、SB均為常數(shù),因而仿真時只需改變交流電網(wǎng)的等效電抗Xg,即可改變短路比,實現(xiàn)電網(wǎng)不同強度的模擬。SCR的初始值設(shè)定為4;在4 s時降低至臨界短路比以下的1.91以引發(fā)次同步振蕩。從時域、頻域的電流波形(圖2、圖3)可看出,t=4 s后振蕩開始產(chǎn)生,且振幅逐漸增加使變流器的控制環(huán)節(jié)進入飽和;電流中同時存在相耦合的次/超同步分量,頻率為45/55 Hz。

圖2 發(fā)生不穩(wěn)定SSO后,風電場和BESS的電流、有功功率波形圖

圖3 電流經(jīng)FFT變換后的頻譜分析圖

1.2 BESS的結(jié)構(gòu)與控制

電池儲能系統(tǒng)主要由電池組、直流/直流(DC/DC)變換器,直流/交流(DC/AC)變流器三部分組成。其中DC/DC變換器的基本拓撲常使用雙向Buck-Boost電路,采用恒定直流母線電壓或恒定直流功率控制策略;DC/AC變流器使用三相全橋電路,含有功功率、無功功率、直流側(cè)電壓等控制環(huán)節(jié)。儲能系統(tǒng)的主電路基本結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 儲能系統(tǒng)的主電路結(jié)構(gòu)示意圖

由于電池組和DC/DC變換器中電能形式均為直流,在次同步振蕩的分析中不起作用,因而可以將二者合并簡化為一恒壓源(假設(shè)直流電壓控制能保證DC/DC始終輸出穩(wěn)定的電壓)。

BESS中DC/AC變流器的控制方式可以選擇跟網(wǎng)型(grid-following, GFL)或構(gòu)網(wǎng)型(grid-forming, GFM);前者需鎖相環(huán)測量并網(wǎng)點的相位信息以實現(xiàn)同步;后者則仿照了發(fā)電機的功率同步原理,具體實現(xiàn)方法包括下垂控制、虛擬同步機控制、匹配控制、虛擬振蕩器控制等。在弱交流電網(wǎng)、孤島供電等場景下,GFM模式的適用性更強[19]。在本文搭建的構(gòu)網(wǎng)型電池儲能系統(tǒng)中,變流器采用虛擬同步機(virtual synchronous machine, VSM)策略,整體結(jié)構(gòu)如圖5所示[20]。VSM由有功-頻率控制(原動機控制)、無功-電壓控制(勵磁控制)、虛擬導(dǎo)納控制、電流內(nèi)環(huán)控制四部分組成。構(gòu)網(wǎng)型儲能變流器控制參數(shù)取值如表2所示。

表2 構(gòu)網(wǎng)型儲能變流器控制參數(shù)

圖5 構(gòu)網(wǎng)型控制策略的基本結(jié)構(gòu)

在VSM策略中,虛擬導(dǎo)納控制相當于在逆變器的輸出端口串接一個等效阻抗。其中的電抗分量解耦變流器的有功、無功控制回路,抑制高次諧波;電阻分量可調(diào)整變流器的阻尼和動態(tài)特性,也能減小短路時的沖擊電流。電流內(nèi)環(huán)控制的作用包括提高整體響應(yīng)速度、過流保護、改善逆變器輸出電能的質(zhì)量等;并且相較于響應(yīng)稍慢的外環(huán)(有功、無功)控制,電流環(huán)的存在能夠保證合理的控制速度[21]。

2 SDC的設(shè)計與分析

2.1 設(shè)計原理

并網(wǎng)條件下,構(gòu)網(wǎng)型BESS具有更小的振蕩風險;對兩種模式變流器的阻抗分析表明,跟網(wǎng)型變流器在次/超同步頻段相對更易表現(xiàn)為負電阻特性和容性效應(yīng),小擾動穩(wěn)定性能與構(gòu)網(wǎng)型變流器相比稍差。這一自身稟賦的優(yōu)勢,使GFM-BESS能夠高效減少其電力電子接口與風電場、交流電網(wǎng)相互作用引發(fā)振蕩的潛在風險。

盡管如此,GFM-BESS仍需添加相應(yīng)的阻尼控制模塊,以求在自身穩(wěn)定性較高的基礎(chǔ)上進一步提升振蕩阻尼能力,保障并網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性。如前文所述,這一功能常通過在變流器控制部分添加SDC實現(xiàn)。此外,由于系統(tǒng)內(nèi)的超同步振蕩分量是受次同步分量耦合而出現(xiàn),因此只需對45 Hz的次同步振蕩模態(tài)進行抑制,即可達到預(yù)期效果。

SDC可采用多種控制結(jié)構(gòu),如并聯(lián)比例-微分控制器、串/并聯(lián)陷波濾波器[22]、具有控制增益的超前-滯后控制器[23],或者更復(fù)雜的比例諧振控制[24]、滑?？刂芠25]、H∞控制[26]等。本文考慮SDC的3種可行的設(shè)計:基于低通濾波器(low pass filter-SDC, LPF-SDC)、基于陷波濾波器(notch filter-SDC, NF-SDC)和基于移相環(huán)節(jié)(phase shift-SDC, PS-SDC)。三者的傳遞函數(shù)為:

(3)

(4)

(5)

式中:式(3)表示以ωl為中心頻率的二階低通濾波器;式(4)表示以ωn為陷波頻率的二階陷波濾波器的中心頻率,同時附加有一定的相移;式(5)表示超前(滯后)時間常數(shù)分別為T1(T2)的移相濾波器;ζ是濾波器的阻尼系數(shù);Kg是控制器增益。

三種SDC的控制流程框圖如圖6所示。

圖6 SDC的三種結(jié)構(gòu)

對于以上三種次同步阻尼控制器,LPF-SDC可以去除低于某一特定頻率值的振蕩成分;NF-SDC旨在直接消除系統(tǒng)內(nèi)的目標振蕩頻率,常用于處理高頻振蕩問題。而PS-SDC通過滯后-超前環(huán)節(jié)改變系統(tǒng)相位,可被視為虛擬阻抗;當虛擬阻抗能夠在次同步頻率下提供正的等效電阻,即能實現(xiàn)對SSO的抑制。PS-SDC帶來的相移由時間常數(shù)T1、T2和控制階數(shù)所決定。一般而言,因為其自身結(jié)構(gòu)難以去除振蕩中的高頻成分,基于移相器的次同步阻尼控制更適合解決頻率稍低的振蕩問題。

2.2 SDC的參數(shù)取值與添加位置

參數(shù)取值方面,LPF-SDC與NF-SDC的阻尼系數(shù)ζ均取0.707。低通濾波器的中心頻率ωl設(shè)置為2倍工頻(100 Hz)以濾除高頻噪聲;陷波頻率ωn設(shè)置在與SSO頻率互補的位置(工頻減去振蕩頻率)。為簡便起見,本文假定ωn為一固定值,使陷波頻率和SSO頻率始終能夠匹配。但實際中有關(guān)振蕩參數(shù)往往難以提前獲知,需要在線測量或估計;這種情形下應(yīng)當配置自適應(yīng)頻率變化的控制器[27],無需在工況變化后重新調(diào)整和選擇濾波器參數(shù)。下面以PS-SDC為例,簡單闡述自適應(yīng)振蕩頻率的次同步阻尼控制器參數(shù)整定流程。

本文2.1節(jié)中已介紹過PS-SDC的基本原理。對于采用移相環(huán)節(jié)結(jié)構(gòu)的控制器,核心在于保持符合要求的總相移大小以使次同步頻率下的等效阻尼為正。在信號從輸入到輸出的全部流程中,用于提取振蕩信號的濾波器(位于圖6描述的SDC之前,濾除噪聲等無關(guān)分量)也會引起一定的相位延遲。因此,系統(tǒng)的相移總共由兩部分組成:

φreq=φtotal=∠HPS-SDC(s)+φfil

(6)

s=j2πfsub

(7)

式中:φreq代表系統(tǒng)所需的相移(同時也是系統(tǒng)總的相位偏移值φtotal);φfil代表濾波器引入的相移;fsub代表發(fā)生次同步振蕩的頻率。

簡便起見,令式(5)表示的移相控制器的傳遞函數(shù)中Kg= 1,T2= -T1=T,則通過計算可以得到:

(8)

為確保PS-SDC始終起到正阻尼的作用,系統(tǒng)總相位變化需保留一定的裕度。如φreq設(shè)置為80°,以避免總相移超出90°的情形下控制器反而在次同步頻段呈現(xiàn)負電阻特性,促進振蕩的發(fā)生和增長。

添加位置方面,SDC安裝在GFM控制環(huán)節(jié)的部位將決定BESS對次同步振蕩的整體抑制性能。如本文1.2節(jié)所述,控制外環(huán)的響應(yīng)速度較慢而內(nèi)環(huán)響應(yīng)速度更快,因而在電流控制環(huán)中添加阻尼控制器的效果通常較好。文獻[22]以雙饋風電機組源、網(wǎng)兩側(cè)的變流器(采用跟網(wǎng)型控制)為研究對象,比較了在變流器電流控制環(huán)的不同位置添加次同步陷波器的阻尼性能。

本文將SDC和電流控制環(huán)內(nèi)的滯后校正環(huán)節(jié)相并聯(lián),如圖7所示。SDC的輸入來自VSM的d、q軸輸出電流;輸出與計算得到的d、q軸參考電壓相加,經(jīng)PWM調(diào)制生成逆變電路的控制脈沖序列。

圖7 電流控制環(huán)嵌入SDC的示意圖

3 仿真結(jié)果分析

3.1 電磁暫態(tài)仿真結(jié)果

按照本文第2節(jié)提出的3類SDC設(shè)計結(jié)構(gòu),在Matlab/Simulink中搭建對應(yīng)的控制模塊并進行仿真。圖8—10分別展示了在構(gòu)網(wǎng)型儲能變流器的控制環(huán)節(jié)增加LPF-SDC、NF-SDC、PS-SDC后,并網(wǎng)公共連接點處線電流和有功功率的波形。

圖8 GFM-BESS中添加LPF-SDC后的線電流和有功功率波形

圖9 GFM-BESS中添加NF-SDC后的線電流和有功功率波形

圖10 GFM-BESS中添加PS-SDC后的線電流和有功功率波形

從仿真結(jié)果中不難發(fā)現(xiàn),本文所設(shè)計的3種次同步阻尼控制器均可達成有效抑制SSO、維持系統(tǒng)安全穩(wěn)定的預(yù)期效果。在振蕩發(fā)生后的5～7 s內(nèi),45 Hz/55 Hz非工頻分量基本衰減完畢。同時,圖11展示了添加PS-SDC后電流控制環(huán)的輸入-輸出情況:d、q軸的電流曲線均顯示,PS-SDC能夠?qū)崿F(xiàn)輸出與輸入物理量間的90°相移。

圖11 PS-SDC實現(xiàn)輸出與輸入電流間的90°相移

圖12則更細致地比較了不采取任何措施和分別投運三種阻尼控制器后的有功功率變化曲線。對三種SDC的比較表明,所采用的仿真工況下,PS-SDC和NF-SDC抑制次同步振蕩的效果大致相近,且投運后的振蕩幅值、衰減速度等指標均優(yōu)于LPF-SDC。因此,在本文構(gòu)建的直驅(qū)風電場-弱交流電網(wǎng)系統(tǒng)中,基于陷波器和基于移相器的SDC是抑制振蕩的更優(yōu)選擇。但值得注意的是,本例的對比結(jié)果并不能夠代表SDC選型的普遍規(guī)律:如前所述,不同種類的SDC存在適配場景上的差異,如NF-SDC更多用于治理高頻振蕩而PS-SDC偏向于低頻,實際工程中的控制器選型必須結(jié)合現(xiàn)實情境與振蕩特點。

圖12 三種SDC阻尼效果的展示與對比

3.2 BESS容量對阻尼效果的影響

針對配備電池儲能系統(tǒng)應(yīng)對SSO風險的方法,已有文獻指出儲能系統(tǒng)的容量會和風電場的接入容量一樣影響對不穩(wěn)定振蕩模式的阻尼效果[28];因而,風電場配套BESS容量也需經(jīng)過合理的優(yōu)化設(shè)計。

在本文所研究的風電場-BESS系統(tǒng)中,BESS容量為風電裝機容量的5%(10 MW)。該設(shè)置是綜合考慮風電場的多種運行工況,按振蕩風險最嚴重的額定工況(即所有機組全部投運,出力達到額定值)通過分析選取的。該工況下功率最大、電網(wǎng)相對強度最低,振蕩風險最嚴重[29];該最嚴重情況下GFM-BESS能有效發(fā)揮振蕩抑制作用,自然可以應(yīng)對其他危險性相對輕的情形。

圖13以NF-SDC為例,展示了不同儲能容量下的仿真波形。結(jié)果表明,若儲能容量小于10 MW,則其提供阻尼的作用將受到削弱。當BESS容量為風電場裝機的4%(8 MW)時,振蕩衰減系數(shù)僅為0.470,系統(tǒng)需10 s以上才能結(jié)束過渡過程回到穩(wěn)態(tài),時間相較5%的情形大大延長。而在容量減小至3%(6 MW)時,GFM-BESS已經(jīng)不足以有效地抑制振蕩,SSO仍呈現(xiàn)發(fā)散趨勢。根據(jù)工程需求和所建系統(tǒng)的實際情況,我們期望GFM-BESS能于10 s內(nèi)完成SSO的高效抑制,而8 MW的容量取值并不能滿足這一預(yù)期?？梢?5%(10 MW)基本是使系統(tǒng)符合上述SSO治理要求的最小值;只有5%及以上的BESS容量方可使系統(tǒng)阻尼達到預(yù)期目標,進而實現(xiàn)次同步振蕩的快速抑制。

圖13 不同BESS容量對SSO抑制效果的影響

相應(yīng)地,若適當增加儲能容量(如增至風電場容量的10%),則阻尼效果將更為顯著。當然,也不可為片面追求絕對的安全穩(wěn)定而盲目配置遠大于實際需求的儲能設(shè)施,造成利用率低下和設(shè)備冗余;BESS容量的選擇需要對新能源機組出力、當?shù)刎摵伤健⒎€(wěn)定運行要求、投資和運維的經(jīng)濟性等多元因素進行綜合權(quán)衡與研判。

通過比較不同出力工況下振蕩發(fā)生后的有功功率曲線,也可以驗證5%儲能容量配置的有效性。圖14展示了風電出力為額定值的20%、60%、80%和100%的情形下振蕩發(fā)生前后的功率變化情況。除20%工況下的功率波動本身即處在穩(wěn)定模態(tài)之外,在其余3種工況中BESS均起到了理想的SSO抑制作用。

圖14 不同工況下GFM-BESS對SSO的抑制效果

4 結(jié) 論

本文采用構(gòu)網(wǎng)型控制的電池儲能系統(tǒng)抑制直驅(qū)風機和弱交流電網(wǎng)相互作用引發(fā)的次同步振蕩,為“雙高”電力系統(tǒng)中高比例電力電子變流器設(shè)備帶來的寬頻振蕩風險提供了一種經(jīng)濟高效的防范措施。主要結(jié)論如下:

1)在GFM-BESS變流器的電流控制環(huán)中添加SDC,可在次同步頻率范圍內(nèi)提供正阻尼,實現(xiàn)對次同步振蕩的有效防治。

2)SDC結(jié)構(gòu)的選擇上,采用二階陷波濾波器并結(jié)合移相環(huán)節(jié)的NF-SDC和基于移相器的PS-SDC在所構(gòu)建的系統(tǒng)條件下具備更優(yōu)越的性能。

3)通常5%的BESS容量即能為SSO抑制提供足夠的阻尼;適度提高BESS的容量可增強對SSO的抑制效果。

在本文內(nèi)容的基礎(chǔ)上,未來可針對風電場引發(fā)寬頻振蕩的自適應(yīng)抑制、儲能變流器容量規(guī)模的定量優(yōu)化、儲能裝置多元功能的協(xié)同控制等更深層的問題展開研究。