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含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性分析

曾令全 王栋 黄云辉 汤瑞阳 邓翔天 朱国荣

曾令全, 王栋, 黄云辉, 等. 含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性分析[J]. 现代电力, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
引用本文: 曾令全, 王栋, 黄云辉, 等. 含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性分析[J]. 现代电力, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
ZENG Lingquan, WANG Dong, HUANG Yunhui, etc. Stability Analysis of High Permeability Wind Power with Inertial Control Connected to AC-DC Hybrid Transmission System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
Citation: ZENG Lingquan, WANG Dong, HUANG Yunhui, etc. Stability Analysis of High Permeability Wind Power with Inertial Control Connected to AC-DC Hybrid Transmission System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155

含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性分析

doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51777146);湖北省自然科学基金青年项目(2020CFB135)。
详细信息
    作者简介:

    曾令全(1997),男,硕士研究生,研究方向为新能源电力系统稳定性,E-mail:293810@whut.edu.cn

    王栋(1988),男,博士,副研究员,研究方向为电力电子化电力系统稳定性分析与控制,E-mail:dongwang@whut.edu.cn

    黄云辉(1986),男,通信作者,博士,副教授,研究方向为电力电子化电力系统、风力发电系统并网控制与稳定运行、光伏发电系统并网控制与稳定运行、柔性直流输电及直流电网技术,E-mail:yellowcloudfly@163.com

    汤瑞阳(1996),男,硕士研究生,研究方向为新能源电力系统稳定性,E-mail:1459825582@qq.com

    邓翔天(1986),男,博士,讲师,研究方向为直流电网保护与控制,E-mail:dengxt@whut.edu.cn

    朱国荣(1975),女,博士,教授,研究方向为锂电池储能技术、电力电子可靠性技术,E-mail:zhgr_55@whut.edu.cn

  • 中图分类号: TM72

Stability Analysis of High Permeability Wind Power with Inertial Control Connected to AC-DC Hybrid Transmission System

Funds: Project Supported by National Natural Science Foundation of China (51777146);Project Supported by Natural Science Foundation of Hubei Province (2020CFB135)
  • 摘要: 为研究高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性,首先建立含惯量控制的双馈风机接入附加频率限制控制器的交直流混联系统的低频振荡分析模型。分析含惯量控制的双馈风电机组在不同渗透率下对交直流混联电网区域间振荡模式的影响,进一步分析直流输电系统频率限制控制的投入对系统阻尼特性和频率特性的影响规律。研究结果表明高渗透率下双馈风机惯量控制和直流输电系统频率限制控制能够增大系统阻尼,抑制低频振荡。在Matlab/Simulink中搭建时域仿真,对分析结果进行了验证。
  • 图  1  双馈风机接入交直流混联系统拓扑图

    Figure  1.  Diagram of DFIG connected to AC/DC hybrid system

    图  2  风机惯量控制基本结构

    Figure  2.  Basic structure of DFIG inertia control

    图  3  直流输电控制

    Figure  3.  DC transmission control block diagram

    图  4  电力系统频率调节模型

    Figure  4.  Power system frequency regulation model

    图  5  双馈风机惯量控制参数Kf对区间振荡模式的影响

    Figure  5.  The influence of inertia control parameter Kf of DFIG on inter-area oscillation mode

    图  6  双馈风机惯量控制参数Tf对区间振荡模式的影响

    Figure  6.  The influence of inertia control parameter Tf of DFIG on inter-area oscillation mode

    图  7  风机渗透率对区间振荡模式的影响

    Figure  7.  The influence of wind power permeability on inter-area oscillation mode

    图  8  双馈风机惯量控制参数Kf对传输线功率的影响

    Figure  8.  The influence of inertia control parameter Kf of DFIG on transmission line power

    图  9  双馈风机惯量控制参数Tf对传输线功率的影响

    Figure  9.  The influence of inertia control parameter Tf of DFIG on transmission line power

    图  10  风机渗透率对传输线功率的影响

    Figure  10.  The influence of wind power permeability on transmission line power

    图  11  FLC详细结构

    Figure  11.  FLC detail structure

    图  12  FLC控制参数对区间振荡模式的影响

    Figure  12.  The influence of FLC parameter on inter-area oscillation mode

    图  13  直流输电锁相环对区间振荡模式的影响

    Figure  13.  The influence of PLL on inter-area oscillation mode

    图  14  FLC控制参数对传输线功率的影响

    Figure  14.  The influence of FLC parameter on transmission line power

    图  15  直流输电锁相环对传输线功率的影响

    Figure  15.  The influence of PLL on transmission line power

    表  1  系统的特征值及参与状态

    Table  1.   The eigenvalues and participating states of the system

    特征值振荡频率/Hz阻尼比ζ主要参与状态
    λ1,2=−0.05±j3.550.560.0148Δω1、Δδ1(0.248)
    Δω2、Δδ2(0.186)
    Δω3、Δδ3(0.341)
    Δω4、Δδ4(0.249)
    λ3,4=−0.15±j0.20.030.5912风机转速环(0.604)
    风机运动方程(0.629)
    λ5,6=−0.52±j6.731.070.0776Δω3、Δδ3(0.466)
    Δω4、Δδ4(0.591)
    λ7,8=−0.92±j6.240.990.146Δω1、Δδ1(0.525)
    Δω2、Δδ2(0.598)
    下载: 导出CSV

    表  2  风电高渗透率下的系统特征值及参与状态

    Table  2.   System eigenvalue and participation state of wind power under high permeability

    特征值振荡频率/Hz阻尼比ζ主要参与状态
    λ1,2=−0.12±j3.470.550.0335Δω1、Δδ1(0.234)
    Δω2、Δδ2(0.210)
    Δω3、Δδ3(0.342)
    Δω4、Δδ4(0.255)
    λ3,4=−0.14±j0.210.030.5633风机转速环(0.610)
    风机运动方程(0.639)
    λ5,6=−0.52±j6.731.070.0771Δω3、Δδ3(0.468)
    Δω4、Δδ4(0.588)
    λ7,8=−1.24±j5.880.940.2059Δω1、Δδ1(0.579)
    Δω2、Δδ2(0.606)
    下载: 导出CSV

    表  3  系统的特征值及参与状态

    Table  3.   The eigenvalues and participating states of the system

    特征值振荡频率/Hz阻尼比ζ主要参与状态
    λ1,2=−0.08±j3.590.570.0209Δω1、Δδ1(0.277)
    Δω2、Δδ2(0.206)
    Δω3、Δδ3(0.324)
    Δω4、Δδ4(0.236)
    λ3,4=−0.17±j0.210.030.6378风机转速环(0.657)
    风机运动方程(0.631)
    λ5,6=−0.53±j6.731.070.0784Δω3、Δδ3(0.466)
    Δω4、Δδ4(0.592)
    λ7,8=−0.94±j6.230.990.149Δω1、Δδ1(0.510)
    Δω2、Δδ2(0.612)
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  • [1] 赵云龙, 孔庚, 李卓然, 等. 全球能源转型及我国能源革命战略系统分析[J]. 中国工程科学, 2021, 23(01): 15−23.

    ZHAO Yunlong, KONG Geng, LI Zhuoran, et al. Global energy transition and strategic system analysis of China's energy revolution[J]. Engineering Sciences, 2021, 23(01): 15−23(in Chinese).
    [2] 邹才能, 何东博, 贾成业, 等. 世界能源转型内涵、路径及其对碳中和的意义[J]. 石油学报, 2021, 42(02): 233−247.

    ZOU Caineng, HE Dongbo, JIA Chengye, et al. Connotation and path of world energy transition and its significance to carbon neutrality[J]. Acta Petrolei Sinica, 2021, 42(02): 233−247(in Chinese).
    [3] Van Hertem D, Gomis-Bellmunt O, Liang J. HVDC Technology and Technology for Offshore Grids[M]. Hoboken, NJ, USA: Wiley, 2016: 43.
    [4] SUN Li, LIU Kai, HU Jiabing et al. Analysis and mitigation of electromechanical oscillations for DFIG wind turbines involved in fast frequency response[J]. IEEE Trans on Power System , 2019, 34(6): 4547- 4556.
    [5] 杨金刚, 袁志昌, 李顺昕, 等. 经柔性直流输电并网的大型风电场频率控制策略[J]. 电力自动化设备, 2019, 39(06): 109−114.

    YANG Jingang, YUAN Zhichang, LI Shunxin, et al. Frequency Control Strategy of Large Wind Farm Connected by VDC[J]. Electric Power Automation Equipment, 2019, 39(06): 109−114(in Chinese).
    [6] 张攀, 王维庆, 王海云, 等. 双馈风机虚拟惯量控制策略研究[J]. 可再生能源, 2018, 36(11): 1724−1730. doi:  10.3969/j.issn.1671-5292.2018.11.023

    ZHANG Pan, WANG Weiqing, WANG Haiyun, et al. Research on virtual inertial control strategy of double-fed fan[J]. Renewable Energy, 2018, 36(11): 1724−1730(in Chinese). doi:  10.3969/j.issn.1671-5292.2018.11.023
    [7] Felipe W, Chow J H, Sanchez-Gasca J J.A fundamental study of applying wind turbines for power system frequency control[J]. IEEE Trans Power Syst , 2016,31( 2): 1496–1505.
    [8] Salah Soued. Optimal blade pitch control for enhancing the dynamic performance of wind power plants via metaheuristic optimisers[J]. IET Electric Power Applications, 2017, 11(8): 1432−1440. doi:  10.1049/iet-epa.2017.0214
    [9] 赵冬梅, 许瑞庆, 郑立鑫. 全风况下双馈风机参与调频的协调控制策略研究[J]. 电力系统保护与控制, 2017, 45(12): 53−59. doi:  10.7667/PSPC160983

    ZHAO Dongmei, XU Ruiqing, ZHENG Lixin. Research on Coordinated Control Strategy of Double-fed Fan Participating in Frequency Modulation under Full Wind Condition[J]. Power System Protection and Control, 2017, 45(12): 53−59(in Chinese). doi:  10.7667/PSPC160983
    [10] 徐筱倩, 黄林彬, 汪震, 等. 双馈风电机组虚拟惯量控制对电力系统机电振荡的影响分析[J]. 电力系统自动化, 2019, 43(12): 11−17+43. doi:  10.7500/AEPS20180925001

    XU Xiaoqian, HUANG Linbin, WANG Zhen, et al. Influence analysis of Virtual Inertia Control of Doubly-Fed Wind Turbine on Electromechanical Oscillation of Power System[J]. Automation of Electric Power Systems, 2019, 43(12): 11−17+43(in Chinese). doi:  10.7500/AEPS20180925001
    [11] 徐筱倩. 双馈风电机组电网友好型主动控制的小干扰稳定影响性研究[D]. 杭州: 浙江大学, 2019.

    XU Xiaoqian. Research on stability Influence of Small disturbance for Grid friendly Active Control of Doubly-fed Wind Turbine [D]. Hangzhou:Zhejiang University, 2019.
    [12] 于思超 . 双馈风电机组并网系统小扰动稳定性分析[D]. 北京:华北电力大学, 2018.

    YU Sichao. Small Disturbance Stability Analysis of Doubly-fed Wind Turbine Grid-connected System [D]. Beijing:North China Electric Power University , 2018.
    [13] 李益楠 . 含虚拟惯量控制的双馈风电机组接入对系统小干扰稳定性的影响分析[D]. 北京: 华北电力大学, 2016.

    LI Yinan. Analysis of influence of Doubly-fed Wind Turbine with Virtual Inertia Control on System Stability with Small Disturbance [D]. Beijing:North China Electric Power University , 2016.
    [14] XIAO Mao,TANG Xin.A study on damping low frequency oscillation in power system by VSC-HVDC[C]// International Conference on Electric Utility Deregulation and Restructuring and Power Technologies (DRPT), IEEE, 2015.
    [15] 江斌开, 王志新, 包龙新, 等. 连接无源网络的VSC-HVDC优化虚拟同步机控制及参数分析[J]. 中国电机工程学报, 2018, 38(22): 6542−6550.

    JIANG Binkai, WANG Zhixin, BAO Longxin, et al. Control and parameter analysis of VSC-HVDC optimized virtual synchronizer connected to passive network[J]. Proceedings of the CSEE, 2018, 38(22): 6542−6550(in Chinese).
    [16] 谢惠藩, 徐光虎, 李鹏, 等. 多直流互联异步电网中直流频率限制控制的应用研究[J]. 南方电网技术, 2020, 14(05): 9−15.

    XIE Huifan , XU Guanghu ,LI Peng, et al. Application Research of DC Frequency Limit Control in Multi-DC Interconnected Asynchronous Power Grid[J]. China Southern Power Grid Technology, 2020, 14(05): 9−15(in Chinese).
    [17] XU Yanhui , BAI Wei.Research on Suppression of Ultra-Low Frequency Oscillation of High Hydropower Proportion System by DC Frequency Limiter Controller[C]// Advanced Power System Automation and Protection (APAP) Conference. IEEE, 2019.
    [18] 梅勇, 周剑, 吕耀棠, 等. 直流频率限制控制(FLC)功能在云南异步联网中的应用[J]. 中国电力, 2017, 50(10): 64−70+77.

    MEI Yong, ZHOU Jian, LÜ Yaotang, et al. Application of DC Frequency Limit Control (FLC) Function in Yunnan Asynchronous Networking[J]. China Electric Power, 2017, 50(10): 64−70+77(in Chinese).
  • [1] 邵一阳, 刘铠诚, 董树锋.  并网模式下虚拟同步发电机的虚拟惯量控制策略 . 现代电力, 2022, 39(2): 160-168. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0013
    [2] 迟永宁, 雷雨, 季笑庆, 刘俊旭, 何维, 章晓杰.  虚拟同步双馈风机对同步机作用路径及低频振荡影响分析 . 现代电力, 2021, 38(3): 237-247. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2020.0260
    [3] 高蒙楠, 秦文萍, 王丽彬, 王科, 张宇, 朱志龙.  基于可释放动能的双馈风机虚拟惯性控制策略影响分析 . 现代电力, 2021, 38(5): 582-590. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0037
    [4] 王蓉, 殷彪, 高阳, 刘彬, 王杨, 宋子宏.  基于矢量拟合的主从控制微电网稳定性分析 . 现代电力, 2021, 38(6): 674-680. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0021
    [5] 肖仕武, 田恬, 范丽霞, 蔡瑞强, 高陈, 张欢畅, 魏远.  双馈风电场串补送出系统次同步振荡及参数调整分析 . 现代电力, 2020, 37(3): 238-244. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2019.0362
    [6] 张雪娟, 孙士云, 郑新宇, 赵伟, 王春又.  含风电扩展单机无穷大系统不对称故障下的暂态稳定性分析 . 现代电力, 2020, 37(4): 368-375. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2020.0113
    [7] 舒展, 杨越, 谷铮, 陶翔, 徐衍会.  含锁相环的两级三相式光伏并网系统稳定性分析及控制 . 现代电力, 2019, 36(5): 17-23.
    [8] 刘晋, 王哲, 韩民晓, 徐洪涛, 边二曼.  计及风电附加频率控制作用的电力系统暂态稳定性分析 . 现代电力, 2019, 36(2): 66-72.
    [9] 贾庆宇, 边晓燕, 宗秀红.  基于概率法的交直流混联系统小干扰稳定性分析与改善 . 现代电力, 2018, 35(3): 16-23.
    [10] 边晓燕, 杜中浩, 魏本刚, 李东东.  远海风电场经VSC-HVDC联接弱受端系统的临界运行特性 . 现代电力, 2018, 35(5): 34-40.
    [11] 陈汉杰, 罗毅, 张磊, 韩华玲.  双馈风机虚拟惯量控制对电力系统暂态稳定的影响 . 现代电力, 2018, 35(4): 66-71.
    [12] 王燕萍, 郑 涛, 王增平.  不同控制策略对双馈风机暂态特性影响仿真研究 . 现代电力, 2016, 33(4): 72-78.
    [13] 刘利黎, 万山明, 高举明.  无刷双馈发电机的并网控制研究仿真 . 现代电力, 2015, 32(5): 84-88.
    [14] 盛四清, 陈安, 杨少波.  双馈式风电场多阶段无功电压控制策略 . 现代电力, 2015, 32(5): 89-94.
    [15] 刘方, 杨秀.  含电蓄热解决高渗透率风电消纳问题的微网热电能量综合优化 . 现代电力, 2015, 32(4): 19-26.
    [16] 张梦琳, 刘崇茹, 李庚银, 张健, 吴萍.  水电孤岛直流送出系统的频率稳定性研究 . 现代电力, 2014, 31(6): 22-28.
    [17] 王文帝, 徐青山, 丁茂生, 李强, 辛建波, 许庆强.  基于小信号建模的微电网下垂控制稳定性分析 . 现代电力, 2014, 31(3): 17-21.
    [18] 余晓鹏, 陆明, 张振安, 李琼林.  特高压直流对交流系统背景谐波的影响分析 . 现代电力, 2014, 31(4): 39-43.
    [19] 张雪, 王宏华.  基于单神经元PI的双馈风力发电系统网侧变流器控制策略研究 . 现代电力, 2013, 30(6): 51-55.
    [20] 张志恒, 王毅, 李和明, 苏小晴.  基于虚拟惯量的双馈风电机组惯性控制方式研究 . 现代电力, 2013, 30(6): 47-50.
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出版历程
  • 收稿日期:  2021-06-10
  • 录用日期:  2021-12-06
  • 刊出日期:  2022-07-27

含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性分析

doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
    基金项目:  国家自然科学基金资助项目(51777146);湖北省自然科学基金青年项目(2020CFB135)。
    作者简介:

    曾令全(1997),男,硕士研究生,研究方向为新能源电力系统稳定性,E-mail:293810@whut.edu.cn

    王栋(1988),男,博士,副研究员,研究方向为电力电子化电力系统稳定性分析与控制,E-mail:dongwang@whut.edu.cn

    黄云辉(1986),男,通信作者,博士,副教授,研究方向为电力电子化电力系统、风力发电系统并网控制与稳定运行、光伏发电系统并网控制与稳定运行、柔性直流输电及直流电网技术,E-mail:yellowcloudfly@163.com

    汤瑞阳(1996),男,硕士研究生,研究方向为新能源电力系统稳定性,E-mail:1459825582@qq.com

    邓翔天(1986),男,博士,讲师,研究方向为直流电网保护与控制,E-mail:dengxt@whut.edu.cn

    朱国荣(1975),女,博士,教授,研究方向为锂电池储能技术、电力电子可靠性技术,E-mail:zhgr_55@whut.edu.cn

  • 中图分类号: TM72

摘要: 为研究高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性,首先建立含惯量控制的双馈风机接入附加频率限制控制器的交直流混联系统的低频振荡分析模型。分析含惯量控制的双馈风电机组在不同渗透率下对交直流混联电网区域间振荡模式的影响,进一步分析直流输电系统频率限制控制的投入对系统阻尼特性和频率特性的影响规律。研究结果表明高渗透率下双馈风机惯量控制和直流输电系统频率限制控制能够增大系统阻尼,抑制低频振荡。在Matlab/Simulink中搭建时域仿真,对分析结果进行了验证。

English Abstract

曾令全, 王栋, 黄云辉, 等. 含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性分析[J]. 现代电力, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
引用本文: 曾令全, 王栋, 黄云辉, 等. 含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统的稳定性分析[J]. 现代电力, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
ZENG Lingquan, WANG Dong, HUANG Yunhui, etc. Stability Analysis of High Permeability Wind Power with Inertial Control Connected to AC-DC Hybrid Transmission System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
Citation: ZENG Lingquan, WANG Dong, HUANG Yunhui, etc. Stability Analysis of High Permeability Wind Power with Inertial Control Connected to AC-DC Hybrid Transmission System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(4): 406-413. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0155
    • 随着全球经济的快速发展,人类对能源的需求越来越大。目前传统的煤、石油和天然气等还是处于主体地位,但由于其污染和存储量的问题,新能源得到了人们的重点关注[1-2]。我国在2021年两会上将碳达峰、碳中和写入政府工作报告,而加快推进新能源的使用是实现双碳目标的有效途径。清洁能源风能以其蓄量丰富、无污染、分布广泛、可再生以及能够被大规模开发和利用等优点被人们重视。2020年末,我国发电总装机容量220058万kW,同比增长9.5%。其中,并网风电装机容量28153万kW,同比增长34.6%。风能资源大多位于内蒙古、新疆和经济欠发达地区,大量的风能无法就地消纳,因而需要远距离将这部分风能输送到负荷中心。高压直流输电由于其线路损耗低,调节速度快,具有较高的成本效益和灵活的功率调节[3],是将电力远距离传输到负荷中心的一种有前景的解决方案。然而,大规模的风电经交直流混联系统远距离传输会造成系统惯量降低,从而引起低频振荡。这给风电远距离输送带来了新的动态稳定问题[4],因此,有必要对系统的低频振荡特性进行仔细分析。

      由于传统的风电机组不具备频率调节和惯量控制功能,高渗透率风电接入交直流混联系统会导致系统整体的惯量和阻尼降低,影响系统的稳定性,甚至产生低频振荡。针对以上问题,目前的研究分别从双馈风机(doubly-fed induction generator, DFIG)侧和直流输电系统侧提出了增强系统惯量和阻尼的措施。文献[5-7]通过模拟同步发电机,引入了常用的风机惯量控制和下垂控制,使得风机具有惯量,能对系统的频率起到支撑作用;文献[8-9]采用变桨距角控制,使得风机具有一次调频功能,由于频繁调节桨距角会对风机产生较大的磨损,故此方法一般用于高风速情况下;文献[10-11]在含DFIG并网的两机拓扑结构下,分析了惯量控制滤波环节、风机锁相环和有功环对系统机电振荡的影响,并在两区四机系统中进行了验证;文献[12-13]采取了解析的方法,从机理上揭示了风机锁相环与惯量控制二者共同作用下对系统阻尼的影响,并构建了降阶的简化模型,给计算和分析带来了方便。上述文献都分析了风电接入交流电力系统的稳定性问题,但是由于在远距离输电中,风电需经高压直流输电(high voltage direct current, HVDC)传输,故HVDC对系统稳定性的影响也受到关注;文献[14]在HVDC中增加了有功控制和无功控制来增大系统阻尼;文献[15]在HVDC中采取虚拟同步控制,通过将摆动方程引入有功功率控制回路来模拟同步机的惯性响应;文献[16]通过在直流系统中增加频率限制(frequency limit controller ,FLC)来实现频率调整;在文献[17-18]中,通过使用FLC调节直流输电输送功率,间接改变了系统的负载频率特性,提高了系统的频率稳定性。综上,关于高渗透率下的风电接入交直流混合输电系统稳定性的研究中,目前的研究针对含惯量的风电渗透率和直流输电系统FLC对系统低频振荡以及系统阻尼的研究尚不完善。

      本文基于特征值分析法,搭建了附加惯量控制的DFIG接入附加FLC交直流混联的两区四机系统。分析了风机惯量控制、风电渗透率和直流附加FLC对系统的低频振荡特性与阻尼特性,得出了高渗透率下双馈风机惯量控制和直流输电FLC能够增大系统阻尼,有利于抑制低频振荡的结论,并用时域仿真进行了验证。

    • 高渗透率风电接入交直流混联输电系统的主电路图如图1所示。在区域1的节点6接入额定功率为700 MW的双馈风电场,并相应减少同步机G2的发电量,在区域1和2之间的节点7、9中增加直流输电系统构成交直流混联系统。

      图  1  双馈风机接入交直流混联系统拓扑图

      Figure 1.  Diagram of DFIG connected to AC/DC hybrid system

    • 本文主要考虑一种最常用的附加惯量控制,其结构如图2所示。

      图  2  风机惯量控制基本结构

      Figure 2.  Basic structure of DFIG inertia control

      DFIG的惯量来源于风机的转子动能:

      $$ {E_{\text{k}}} = \frac{1}{2}J\omega _{\text{r}}^2 $$ (1)

      式中:J为转动惯量;$ {\omega _{\text{r}}} $为转子转速。转子动能转化为风机对外输出有功为:

      $$ P = \frac{{{\text{d}}{E_{\text{k}}}}}{{{\text{d}}t}} = J{\omega _{\text{r}}}\frac{{{\text{d}}{\omega _{\text{r}}}}}{{{\text{d}}t}} $$ (2)

      由惯性常数定义:

      $$ H = \frac{{J\omega _0^2}}{{2{S_{\text{B}}}}} $$ (3)

      可得式(4):

      $$ P = \frac{{2H{S_{\text{B}}}}}{{\omega _0^2}}{\omega _{\text{r}}}\frac{{{\text{d}}{\omega _{\text{r}}}}}{{{\text{d}}t}} $$ (4)

      式中:SB为额定功率;ω0为额定转速。将式(4)标幺化并省略*,可得:

      $$ P = 2H{\omega _{\text{r}}}\frac{{{\text{d}}{\omega _{\text{r}}}}}{{{\text{d}}t}} $$ (5)

      由于标幺化下,f*=ω*,用频率的标幺代替风机转子转速可得:

      $$ P = 2H{\omega _{\text{r}}}\frac{{{\text{d}}f}}{{{\text{d}}t}} $$ (6)

      其基本思路是根据电网电压频率的变化率(df/dt)调整电磁转矩的指令,其中Kf为比例常数,Tf为时间常数,比例和时间常数均能影响风电机组表现出的惯量特性。

    • 图3中:Vcrabc为整流侧三相电压;$ {\omega _{\text{r}}} $为整流侧锁相环PLLr输出转速; ωref为转速指令值;Vciabc为逆变侧三相电压;IdrIdi为直流输电线路的电流值;Idrref为直流线路电流指令值;$ \Delta {I_{{\text{dr}}}} $为FLC控制的输出;Udi为逆变侧直流电压测量值;Udiref为逆变侧直流电压指令值;$ \alpha $$ \beta $分别为整流侧电流环和逆变侧电压环的输出角度。

      图  3  直流输电控制

      Figure 3.  DC transmission control block diagram

      一般而言,直流输电采用恒定功率控制,即直流的输送功率对系统的频率不产生影响。当负荷的变化过大时,可能引起频率的大范围波动。由于直流输电具有快速功率调制的特性,当系统负荷发生大的变化而导致频率波动时,可以设置直流输送的功率来调节频率,即增加直流频率限制器FLC控制,直流输电控制框图如图3所示,本文整流侧采用定电流控制,逆变侧采用定电压控制。

    • 系统的频率调节模型如图4所示。图中:PG为同步机发电量;PL为线路中输送的功率;PW为DFIG发电量。

      图  4  电力系统频率调节模型

      Figure 4.  Power system frequency regulation model

      将同步机在平衡点的摇摆方程线性化后可得:

      $$ {2H_{\rm{G}}}{p^2}{\Delta \delta}+{{D_{\rm{G}}}{p\Delta \delta}}+{\Delta P_{\rm{G}}} $$ (7)

      式中:HG为同步机惯量时间常数;DG为同步机阻尼系数;$ \Delta {P_{\text{G}}} $$ \Delta \delta $分别为同步机的有功变化量和功角变化量;p为微分算子。

      同步机的有功变化量可表示为:

      $$ \Delta {P_{\text{G}}} = {K_{\text{G}}}\Delta \theta $$ (8)

      式中:$ \theta $为同步机q轴暂态电势与风机并网点端电压的相角差。

      图2风机惯量控制框图可得风机的有功变化量为:

      $$ \Delta {P_{\text{W}}} = - {K_{\text{f}}}{p^2}\Delta \delta $$ (9)

      线路中输送的功率变化量为:

      $$ \Delta {P_{\text{L}}} = {K_{\text{L}}}(\Delta \delta - \Delta \theta ) $$ (10)

      由功率平衡可知:

      $$ \Delta {P_{\text{G}}} + \Delta {P_{\text{W}}} = \Delta {P_{\text{L}}} $$ (11)

      将式(8)—(10)代入式(11)可得:

      $$ \Delta \theta = \dfrac{{{K_{\text{f}}}{p^2}\Delta \delta + {K_{\text{L}}}\Delta \delta }}{{{K_{\text{G}}} + {K_{\text{L}}}}} $$ (12)

      将式(8)—(10)、式(12)代入式(7)可得:

      $$ \left(2{H_{\text{G}}} + \dfrac{{{K_{\text{G}}}{K_{\text{f}}}}}{{{K_{\text{G}}} + {K_{\text{L}}}}}\right){p^2}\Delta \delta + {D_{\text{G}}}p\Delta \delta + \dfrac{{{K_{\text{G}}}{K_{\text{L}}}}}{{{K_{\text{G}}} + {K_{\text{L}}}}}\Delta \delta = 0 $$ (13)

      式中:$ \dfrac{{{K_{\text{G}}}{K_{\text{f}}}}}{{{K_{\text{G}}} + {K_{\text{L}}}}} > 0 $,即风机惯量控制引入的惯量时间常数使得系统的整体惯量增大,使得系统变的更稳定。

      图1的拓扑结构中,风机加入惯量控制,此时风机渗透率约22.58%。可以计算系统的特征值及状态如表1所示。

      表 1  系统的特征值及参与状态

      Table 1.  The eigenvalues and participating states of the system

      特征值振荡频率/Hz阻尼比ζ主要参与状态
      λ1,2=−0.05±j3.550.560.0148Δω1、Δδ1(0.248)
      Δω2、Δδ2(0.186)
      Δω3、Δδ3(0.341)
      Δω4、Δδ4(0.249)
      λ3,4=−0.15±j0.20.030.5912风机转速环(0.604)
      风机运动方程(0.629)
      λ5,6=−0.52±j6.731.070.0776Δω3、Δδ3(0.466)
      Δω4、Δδ4(0.591)
      λ7,8=−0.92±j6.240.990.146Δω1、Δδ1(0.525)
      Δω2、Δδ2(0.598)

      表1发现,低频振荡模式基本完全由同步机机组的转速、转子角等状态参与,此拓扑结构下区间低频振荡频率约为0.56 Hz;由G1、G2和DFIG组成的区域1局部振荡频率约为0.99 Hz;由G3和G4组成的区域2局部振荡频率约为1.07 Hz。

      模式1的这组特征值实部数值最大,最靠近虚轴,是系统的主导振荡模式,其代表着系统区间振荡模式。对于两区四机系统而言,区间振荡模式是风电接入大电网的主导模式,从物理上体现了区域间联络线上的功率低频振荡。研究区间振荡模式有利于揭示含惯量控制的高渗透率风电接入交直流混联输电系统产生低频振荡的影响因素,探究高渗透率风电接入交直流混联系统的稳定性机理,为进一步提出抑制低频振荡的控制策略提供基础。故下面将主要分析风机惯量控制系数及渗透率对系统主导振荡模式(即区间振荡模式)的影响。

      改变风机惯量控制参数,在时间常数Tf=0.3时,改变DFIG惯量控制中比例常数Kf,区域间振荡模式特征根的变化情况如图5

      图  5  双馈风机惯量控制参数Kf对区间振荡模式的影响

      Figure 5.  The influence of inertia control parameter Kf of DFIG on inter-area oscillation mode

      在比例常数Kf=40时,改变DFIG惯量控制中时间常数Tf,区域间振荡模式特征根的变化情况如图6

      图  6  双馈风机惯量控制参数Tf对区间振荡模式的影响

      Figure 6.  The influence of inertia control parameter Tf of DFIG on inter-area oscillation mode

      图5图6中可以看出,加入惯量控制之后,区间振荡模式的特征根实部减小,阻尼比增大。随着惯量控制比例参数Kf的增大,时间常数Tf的减小,区间振荡模式的阻尼比增大。

      改变风电渗透率时,本文采取加入风电后减小同步机G2出力的方式,保留同步机台数不变,逐步增加风电的发电量,使风电的渗透率从9.6%提高至38.7%。在渗透率为38.7%的情况下,系统的特征值及参与状态如表2

      表 2  风电高渗透率下的系统特征值及参与状态

      Table 2.  System eigenvalue and participation state of wind power under high permeability

      特征值振荡频率/Hz阻尼比ζ主要参与状态
      λ1,2=−0.12±j3.470.550.0335Δω1、Δδ1(0.234)
      Δω2、Δδ2(0.210)
      Δω3、Δδ3(0.342)
      Δω4、Δδ4(0.255)
      λ3,4=−0.14±j0.210.030.5633风机转速环(0.610)
      风机运动方程(0.639)
      λ5,6=−0.52±j6.731.070.0771Δω3、Δδ3(0.468)
      Δω4、Δδ4(0.588)
      λ7,8=−1.24±j5.880.940.2059Δω1、Δδ1(0.579)
      Δω2、Δδ2(0.606)

      表1表2中可以看出,增大含惯量控制的风机渗透率,系统区间振荡模式特征根从−0.05±j3.55左移到−0.12±j3.47。逐步增大风电渗透率的过程中,系统区间低频振荡的特征根变化趋势如图7所示。

      图  7  风机渗透率对区间振荡模式的影响

      Figure 7.  The influence of wind power permeability on inter-area oscillation mode

      图7可以看出,随着含惯量控制的风电渗透率增大,系统区间振荡模式的阻尼比有上升趋势,振荡频率有下降趋势。原因是本文双馈风机均含有惯量控制,在此过程中,系统总体的惯量增大,使得系统更稳定。

    • 为了验证上述特征值分析的正确性,在Matlab/Simulink中搭建此拓扑结构的时域仿真,观测图1中交直流混联电网传输功率。其结果如图8图10所示。

      图  8  双馈风机惯量控制参数Kf对传输线功率的影响

      Figure 8.  The influence of inertia control parameter Kf of DFIG on transmission line power

      图  9  双馈风机惯量控制参数Tf对传输线功率的影响

      Figure 9.  The influence of inertia control parameter Tf of DFIG on transmission line power

      图  10  风机渗透率对传输线功率的影响

      Figure 10.  The influence of wind power permeability on transmission line power

      图8为改变惯量控制比例常数Kf对交直流混联电网传输功率的影响,此时时间常数Tf为0.3。可以看出随着比例常数Kf的增大,系统阻尼增大,振荡幅度变小,与图5的分析结果一致。

      图9为改变惯量控制时间常数Tf对交直流混联电网传输功率的影响,此时比例常数Kf为40。可以看出随着时间常数Tf的减小,系统阻尼增大,振荡幅度变小,与图6的分析结果一致。

      图10为改变风机渗透率对交直流混联电网传输功率的影响,可以看出随着风电渗透率的增大,系统阻尼比增大,振荡频率减小,与图7的分析结果一致。

    • 图3中FLC的详细结构如图11所示。

      图  11  FLC详细结构

      Figure 11.  FLC detail structure

      图11可知FLC的原理如式(14):

      $$ \begin{cases}\begin{split} & \dfrac {{\rm{d}}{x}}{{\rm{d}}t}=K_{\rm{i}}\Delta\omega \\ & \Delta I_{\rm{dr}}=x+K_{\rm{p}}\Delta\omega \\ & {I_{\rm{drref}}^*}=I_{\rm{drref}}+\Delta I_{\rm{dr}} \end{split} \end{cases} $$ (14)

      在不加FLC的情况下,当系统负荷发生较大扰动时主要依靠同步机的调速器进行调节,而此过程是一个缓慢的过程。增设FLC后,直流拥有了快速调节功率的能力,迅速改变了直流输送功率,减少同步机的转子转速的变化,从而能抑制振荡的峰值。加入增设FLC的直流系统后,同步机转子运动方程为:

      $$ M\dfrac{{{\text{d}}\Delta \omega }}{{{\text{d}}t}} = \Delta {T_{\rm{M}}} - \Delta {T_{\rm{E}}} - \Delta {T_{{\text{DC}}}} - D\Delta \omega $$ (15)

      式中:M为同步机转子惯量;$ \Delta \omega $为角速度变化量;$\Delta {T_{\rm{M}}}$为机械转矩变化量;$\Delta {T_{\rm{E}}}$为电磁转矩变化量;$ \Delta {T_{{\text{DC}}}} $为直流附加转矩变化量;D为阻尼系数。将$\Delta {T_{\rm{M}}}$分解为同步转矩变化量$\Delta {T_{\rm{S}}}$和阻尼转矩变化量$\Delta {T_{\rm{D}}}$可得式(16)—(19):

      $$ \Delta {T_{\rm{M}}} = - {G_{{\text{STG}}}}(s)\Delta \omega $$ (16)
      $$ \Delta {T_{\rm{D}}} = - {K_{{\text{STG}}}}(s)\cos {\varphi _{{\text{STG}}}}\Delta \omega $$ (17)
      $$ \Delta {T_{\rm{S}}} = {K_{{\text{STG}}}}(s)\sin {\varphi _{{\text{STG}}}}\omega \Delta \delta $$ (18)
      $$ {D_{{\text{STG}}}} = {K_{{\text{STG}}}}(s)\cos {\varphi _{{\text{STG}}}} = - \frac{{\Delta {T_{\rm{D}}}}}{{\Delta \omega }} $$ (19)

      式中:$ {G_{{\text{STG}}}} $为同步机调速器传递函数;$ {K_{{\text{STG}}}} $$ {\varphi _{{\text{STG}}}} $分别为其在极坐标系下的幅值和相位,代入式(15)可得:

      $$ M\dfrac{{{\text{d}}\Delta \omega }}{{{\text{d}}t}} = \Delta {T_{\rm{S}}} - \Delta {T_{\rm{E}}} - \Delta {T_{{\text{DC}}}} - (D + {D_{{\text{STG}}}})\Delta \omega $$ (20)

      根据上述过程,类似的将直流附加转矩变化量$ \Delta {T_{DC}} $分解成同步转矩和阻尼转矩可得:

      $$ M\frac{{{\text{d}}\Delta \omega }}{{{\text{d}}t}} = \Delta {T_{\rm{S}}} - \Delta {T_{\rm{E}}} - \Delta {T_{{\text{DCS}}}} - (D + {D_{{\text{STG}}}} + {D_{{\text{DC}}}})\Delta \omega $$ (21)

      因此,直流系统通过合理地增设FLC,可以向系统提供正的阻尼,从而抑制低频振荡。在图1的拓扑结构图中,直流输电附加FLC控制。为了更好地观测FLC的作用效果,此时风机取消惯量控制。可以计算得到系统的特征值及状态表如表3所示。

      表 3  系统的特征值及参与状态

      Table 3.  The eigenvalues and participating states of the system

      特征值振荡频率/Hz阻尼比ζ主要参与状态
      λ1,2=−0.08±j3.590.570.0209Δω1、Δδ1(0.277)
      Δω2、Δδ2(0.206)
      Δω3、Δδ3(0.324)
      Δω4、Δδ4(0.236)
      λ3,4=−0.17±j0.210.030.6378风机转速环(0.657)
      风机运动方程(0.631)
      λ5,6=−0.53±j6.731.070.0784Δω3、Δδ3(0.466)
      Δω4、Δδ4(0.592)
      λ7,8=−0.94±j6.230.990.149Δω1、Δδ1(0.510)
      Δω2、Δδ2(0.612)

      表3发现,在这种情况下,系统的主导特征根仍然是区间振荡模式,因此下面将主要分析FLC及锁相环参数对系统主导振荡模式的影响。

      增大FLC的控制带宽,区域间振荡模式特征根的变化情况如图12所示。

      图  12  FLC控制参数对区间振荡模式的影响

      Figure 12.  The influence of FLC parameter on inter-area oscillation mode

      图12可以看出,加入FLC控制之后,区间振荡模式的特征根实部减小,阻尼比增大。随着FLC控制带宽的增大,区间振荡模式的阻尼比增大。

      由于FLC的输入是直流输电锁相环的输出频率,对此,直流输电的锁相环也能影响FLC对低频振荡的作用效果。在FLC的控制参数为Kp=60,Ki=44的情况下,改变直流锁相环带宽,系统区间低频振荡模式的特征值变化如图13所示。

      图  13  直流输电锁相环对区间振荡模式的影响

      Figure 13.  The influence of PLL on inter-area oscillation mode

      图13可以看出,锁相环越快,越能及时将频率反馈给FLC,从而能够更好地控制传输线上的功率传输,更有利于系统稳定。

    • 为了验证上述特征值分析的正确性,在Matlab/Simulink中搭建此拓扑结构的时域仿真,观测图1中交直流混联电网的传输功率。其结果如图14图15所示。

      图  14  FLC控制参数对传输线功率的影响

      Figure 14.  The influence of FLC parameter on transmission line power

      图  15  直流输电锁相环对传输线功率的影响

      Figure 15.  The influence of PLL on transmission line power

      图14为改变FLC参数对交直流混联电网传输功率的影响,可以看出,随着FLC的带宽增大,系统的阻尼比增大,振荡幅值减小,时域仿真结果与图12分析结果一致。

      图15为在FLC的控制参数为Kp=60,Ki=44的情况下,改变直流锁相环PLL参数对交直流混联电网传输功率的影响,可以看出,随着PLL的带宽增大,系统的阻尼比增大,振荡幅值减小,时域仿真结果与图13分析结果基本一致。

    • 本文建立了含惯量控制的双馈风机接入FLC交直流混联系统的模型,分析了风电惯量控制和直流频率限制控制对系统低频振荡的影响,主要结论如下:

      1)引入惯量控制的双馈风机可以影响区间振荡阻尼。增大惯量控制比例参数,减小时间常数,有利于提高区间振荡模式的阻尼。

      2)在不改变系统潮流的前提下,增大含惯量控制风机的出力可以增大交直流混联系统阻尼,降低低频振荡的风险。

      3)直流输电中引入FLC可以影响区间振荡的阻尼。增大FLC控制带宽,可以增大交直流混联系统的阻尼。由于FLC的输入频率是由锁相环测量得到的,锁相环参数也会通过FLC影响低频振荡,增大锁相环带宽有益于区间振荡阻尼的提升。

参考文献 (18)

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