基于VSG 的風光火打捆系統暫態穩定性分析

戴 堯 ,王 睿 ,余明昊 ,宋立琴

(1.天津華電福源熱電有限公司,天津 301799;2.國網天津市電力公司武清供電分公司,天津 301700;3.國網冀北電力有限公司廊坊供電公司,河北 廊坊 065000;4.華北電力大學,河北 保定 071003)

0 引言

由于自然環境不斷惡化,減少對傳統火電的依賴成為必然趨勢。在我國,風、光等新能源的建設分布與我國的用電需求在空間分布上有逆向趨勢。所以,將電能外送便成為了解決新能源發電、用電不平衡問題的首選方法。

以風光火打捆系統為基礎,將電能送至電能消納能力強的地區能緩解電力不平衡消納情況。但新能源的高比例并網會引起系統送端慣量和暫態穩定裕度的下降[1]。目前,以虛擬同步機策略(Virtual Synchronous Generator,VSG)作為改善新能源高比例并網引起的送端慣量問題的方法雖已被廣泛接受,但還未有研究將其與風光火打捆系統相結合。因此,需要對典型風光火打捆外送系統的暫態穩定性及其慣量提升問題進行深入研究。

目前,針對風火打捆或光火打捆系統的各方向以及虛擬同步機策略已有了較為深入地研究。文獻[2-4]從理論和仿真等方面分析了多種不同指標對風火打捆外送系統暫態穩定性的影響機制,并提出了控制算法方面的改進。而虛擬同步機策略,文獻[5-6]從基礎原理、實現方法和控制目的等方面介紹了應用于風電和光伏的VSG 控制策略的相關概念,總結了VSG 控制策略的研究現狀。文獻[7]以雙饋風電機組參與有功調頻后穩定運行為目標,提出了一種以風速和頻率偏差值為參考的虛擬同步機參數自適應控制。但總體上看,針對風光火打捆系統以及結合虛擬同步機策略的送端慣量提升問題的研究較少,需要進一步探索。

本文基于PSCAD 軟件,搭建了風光火打捆外送系統的基礎模型,在新能源機組中引入VSG 策略,結合仿真分析了VSG 策略的有效性及轉動慣量系數J和阻尼系數D對打捆系統暫態響應的影響。并在新能源機組的VSG 控制策略中引入了系數J自適應控制策略,結合仿真驗證了其有效性。旨在為風光火打捆電網送端系統的建設與運行提供幫助和參考。

1 風光火打捆交直流混聯系統建模

1.1 光伏系統模型

光伏發電系統主要由光伏電池陣列、并網換流器及其內部控制模塊組成。總體仿真模型如圖1所示。

圖1 光伏發電系統模型

依據光伏電池的內部參數,經過化簡便能得出可用于工程計算的光伏電池組的模型表達式

式中:Isc、Im分別為短路電流和最大功率點的負載電流;Uoc、Um則分別為開路電壓和最大功率點的負載電壓。

在d-q-0坐標系下,光伏機組換流器的機電暫態等效方程為

式中:Ed、Eq、id、iq為換流器交流電壓和交流電流的d、q分量;L為連接電抗;f為系統頻率;Ud、Uq為電網側電壓的d、q分量;R為連接電阻;s為微分算子。

1.2 雙饋風電機組模型

本文以雙饋風電機組作為風光火打捆系統送端風電部分的仿真模型對象。DFIG 相對異步風力發電機和直驅式交流永磁同步發電機等類型的風機具有風能轉換效率高、可靠性高、調度靈活、經濟性好等一系列優點。DFIG 仿真模型的主體部分主要由風輪機、發電機、換流器模塊以及電氣控制、軸系傳動模塊等部分組成,如圖2所示。

圖2 風電機組模型框圖

雙饋風電機組的運動過程可以使用電壓、磁鏈等方程組來表示。雙饋風機的電壓方程組分為定、轉子電壓方程兩部分

雙饋風力機組的定、轉子磁鏈方程為

轉矩運動方程為

式(3)—(5)中:ud1、ud2、uq1、uq2分別為機組定、轉子側電壓 的d、q軸分量;id1、id2、iq1、iq2分別為機組定、轉子側電流的d、q軸分量;ψd1、ψd2、ψq1、ψq2分別為定、轉子磁鏈的d、q軸分量;np為發電機的極對數;T1、T2分別為電機的拖動轉矩和電磁轉矩;ω、ωs分別為轉子機械角速度和d、q坐標下相對于轉子的角速度;L1,L2,…,L n分別為d、q坐標下定、轉子的自、互感;J則為機組轉動慣量。

2 虛擬同步機控制部分建模

VSG技術是指將傳統同步電機機電暫態方程嵌入風電或光伏機組外送電力電子變換器控制策略中,使其模擬同步電機電磁、機械運動外特性[8]。

由于風電、光伏等新能源旋轉備用容量小、與電網解耦運行等特點,過高的新能源占比會引起打捆外送系統送端的低慣量、低阻尼等問題,使得系統更易受故障或功率波動的影響,最終可能導致系統在大擾動下失穩。而將虛擬同步機控制策略引入打捆系統送端風電、光伏機組的并網換流器中可以有效改善送端系統的低慣量及欠阻尼問題。

為避免建模過于復雜同時兼顧實用性,本文以二階同步電機模型為仿真建模目標。VSG 控制模擬的同步電機二階轉子運動方程可以表達為

式中:Tm和Te分別為原動機機械和電磁轉矩;θ1為功角;ω和ωref分別為轉子角速度和額定角速度;J為轉子的轉動慣量系數;D為轉子的阻尼系數。

而定子電氣方程可以表示為

式中:uabc為定子側感應電動勢;eabc為定子側三相輸出端電壓;Ls、Cs分別為電樞電感和電容。

采用式(6)-(7)建模,建模過程相對簡便,同時也能保證逆變器具備所模擬的同步電機的慣量特性。

VSG 的基本結構主要包括主電路和控制電路等部分,其中主電路部分主要包括并網換流器以及LC濾波電路等,如圖3所示。

圖3 VSG總體控制結構

VSG 控制算法主要在于功率外環控制部分中的有功功率-頻率下垂控制環和無功功率-電壓下垂控制環2個部分。VSG 有功功率-頻率、無功功率-電壓下垂方程表示為

式中:ω、ωn分別為電網同步角速度和模擬機械角速度;Kp、Kq分別為有功功率-頻率下垂系數、無功功率-電壓下垂系數;Pout、Qout分別為功率計算部分得出的電網實時有功功率、無功功率。

VSG 的核心計算部分是結合式(6)與式(8),通過功率給定值Pref、Qref與功率計算部分得出的傳遞功率Pout、Qout,經過控制環的內部計算得出虛擬內電勢幅值E與相位角θ。VSG 的功率控制環結構見圖4。

圖4 VSG功率控制環結構

3 打捆系統暫態穩定性仿真分析

3.1 仿真系統

本文基于PSCAD 仿真平臺搭建了風光火打捆外送系統的基礎仿真模型,如圖5所示。

圖5 風光火打捆外送系統拓撲結構示意

風光火打捆系統送端由DFIG 模塊、光伏發電模塊、火電機組模塊構成,三者連接到同一匯流母線1上后,經由交直流外送線路聯接至兩受端系統。風電機組的風速輸入初始為11 m/s,輸入光伏電池組的光照強度初始為1 000 W/m2,溫度為25℃。匯流母線1基準電壓為500 kV,雙饋風電機組通過33 kV/0.4 kV/0.4 kV、33 kV/500 kV變壓器匯入母線,光伏發電系統通過33 kV/0.4 kV、33 kV/500 kV變壓器匯入母線。HVDC部分電壓等級為±500 kV,輸送線路長度為500 km。交流線路由電壓等級500 kV的雙回輸電線路組成,線路長度為200 km。

3.2 仿真分析

為驗證VSG控制算法與打捆系統送端風、光兩機組結合后的可行性及有效性,以圖5系統為基礎仿真分析風、光機組有無VSG 控制策略的區別。設置三相故障發生仿真3 s時交流一回線路50%處,故障持續0.1 s后清除。VSG仿真參數見表1。

表1 VSG仿真參數

擾動發生后,可以看到圖6中送端火電機組的功角擺幅有所減小,恢復速度也更快,VSG 控制策略有效改善了火電機組的功角響應。風電和光伏機組輸出功率受擾后的首擺幅度、波動頻率以及恢復速度都優于VSG 策略加入前,見圖7-8。從各項仿真結果可以看到,送端系統風電與光伏機組并網換流器中加入VSG 控制策略后,風、光機組受擾后的各項輸出響應均有所優化,系統送端表現出了更好的慣量特性。

圖6 火電機組功角對比

圖7 風電輸出功率對比

圖8 光伏輸出功率對比

3.3 虛擬控制參數對系統暫態響應的影響

基于圖5風光火打捆交直流混聯外送系統典型模型,仿真分析轉動慣量系數J和阻尼系數D的改變對打捆系統送端頻率暫態特性的影響。當受端系統為非無窮大時,設置三相故障發生仿真3 s時交流一回線路50%處,持續0.2 s后故障消除。轉動慣量系數J和阻尼系數D對母線頻率的影響見圖9、圖10。由圖9、10可以看出,當阻尼系數D恒定時,VSG 控制策略中轉動慣量系數J的上升,會引起打捆系統送端母線頻率動態響應中首擺幅度下降,而達到峰值的時間和調節時間均會有所增加;當轉動慣量系數J恒定時,阻尼系數D上升會使得打捆系統送端母線頻率動態響應中首擺幅度下降,調節時間也會降低,不同曲線對應的峰值時間也會略微下降。

圖9 不同轉動慣量系數J 對母線頻率的影響

圖10 不同阻尼系數D 對母線頻率的影響

3.4 自適應參數控制對系統暫態響應的影響

為了使風光火打捆交直流混聯外送系統送端結合VSG 策略后擁有更良好的動態響應性能,在風光火打捆系統新能源并網換流器的VSG 策略中引入了針對轉動慣量系數J的自適應控制方式。當打捆系統送端受到擾動時,VSG 策略內部可以根據實時動態需求調整轉動慣量系數J,從而使打捆系統送端獲得更優的暫態穩定性和抗干擾能力。自適應參數J表達式為

式中:J0為轉動慣量系數的初始值;k為調節系數;df/dt為送端母線頻率的變化率;Z為調節閾值。設置閾值參數為了避免因頻率小范圍內波動造成慣量系數J值頻繁變化最終導致系統失穩的情況。

上述自適應控制中,當|df/dt|＜Z時,系統維持之前的運行狀態,系數J不改變;當|df/dt|＞Z時,通過實時調節慣量系數J改善打捆系統送端頻率動態響應。對于系數Z和k,應綜合考慮系統對于暫態響應超調和調節時間的要求靈活取值,本文為方便研究,取Z=2.5、k=1.5、J0=3。

基于圖5典型模型,在D參數恒定的情況下,設置三相故障發生仿真3 s時交流一回線路50%處,持續0.2 s后故障消除。VSG 不同控制方式下母線頻率響應如圖11所示。

圖11 VSG不同控制方式下母線頻率響應

由圖11可以看出,當風光火打捆系統受擾后,傳統VSG 策略頻率首擺最低至49.75 Hz左右,而結合系數J自適應控制后,打捆系統送端母線頻率首擺最低值為49.89 Hz左右,明顯優于前者。送端母線頻率變化率超過閾值時,系數J自適應策略有效地降低了母線頻率的超調量和調節時間。因此,基于系數J自適應控制的VSG 策略在風光火打捆系統送端母線頻率變化的動態過程中有效地改善了頻率動態響應,為打捆系統送端提供了更好的慣量支持。

4 結束語

對典型風光火打捆交直流混聯外送系統的暫態穩定性的仿真分析和基于虛擬同步機策略解決打捆系統送端低慣量問題都具有重要意義。通過引入虛擬同步機控制策略,研究VSG 策略中轉動慣量系數J和阻尼系數D對打捆系統送端母線頻率暫態穩定性的影響,并在VSG 控制策略中引入系數J自適應控制策略,進一步改善了系統送端的慣量缺失問題,得到以下結論:

(1)當受端為非無窮大系統時,VSG 策略可以有效地提升系統送端暫態穩定性;

(2)當阻尼系數D恒定時,轉動慣量系數J的上升,會引起打捆系統送端母線頻率動態響應中首擺幅度下降,而峰值時間和調節時間均會有所增加;當轉動慣量系數J恒定時,阻尼系數D上升會使得打捆系統送端母線頻率動態響應中首擺幅度下降,調節時間也會降低,不同曲線對應的峰值時間也會略微下降;

(3)采用系數J自適應的VSG 控制策略可有效地減小風光火打捆系統送端母線頻率的暫態波動幅度,有效改善送端母線頻率的動態響應。