先進絕熱壓縮空氣儲能發電系統參與調頻輔助服務控制優化方法

馮庭勇，鐘晶亮，文賢馗，楊大慧，鄧彤天

（1.貴州大學電氣工程學院，貴州 貴陽 550025；2.貴州電網有限責任公司電力科學研究院，貴州 貴陽 550002；3.貴州電網有限責任公司研究生工作站，貴州 貴陽 550002）

先進絕熱壓縮空氣儲能（advanced adiabatic compressed air energy storage，AA-CAES）系統作為最有潛力的儲能技術之一，具有效率高、容量大、存儲時間長、成本相對低廉等優點[1-4]。國內外學者已針對AA-CAES 系統優化和機組參與電力系統優化等方面開展了相關研究：文獻[5]提出一種S-CAES電站調相運行模式和熱量優化方法；文獻[6]提出了將多個噴射器和單個噴射器應用到絕熱壓縮空氣儲能系統的儲能過程；文獻[7]針對先進蓄熱式壓縮空氣儲能系統服務于執行峰谷分時電價的電力系統運行情景進行了熱經濟學分析；文獻[8]研究了微型壓縮空氣儲能系統的工作特性；文獻[9]通過優化多個運行參數，提高了壓縮空氣儲能系統的儲能效率；文獻[10]針對先進蓄熱式壓縮空氣儲能系統服務于執行峰谷分時電價的電力系統運行情景進行了熱經濟分析；文獻[11]提出一種含壓縮空氣的復合儲能系統在交直流混合微網中的主動控制策略；文獻[12]提出了一種考慮壓縮空氣儲能和基于滑動時間窗的電熱綜合響應需求的綜合能源系統滾動優化規劃框架和模型；文獻[13]提出了含CAES 電站的源荷儲協同調度策略；文獻[14]提出了含AACAES 電站、常規機組和風電機組的電力系統實時優化調度策略。

然而，目前國內相關研究均未對AA-CAES 機組參與調頻輔助服務性能指標進行計算與分析，同時缺乏相應的控制策略。本文基于模塊化建模思想及APROS 仿真支撐系統，建立了AA-CAES 系統模型，設計了使用多套不同參數PID 控制器的控制策略，并基于現行《廣東調頻輔助服務市場交易規則》[15]相關要求對所提控制方法進行測試。

1 先進絕熱壓縮空氣儲能系統

1.1 系統介紹

AA-CAES 系統具有容量大、工作時間長、經濟性能好、充放電循環次數多等特點，其不僅節約了其他能源投入且系統發電過程零污染。AA-CAES系統釋能階段基本結構如圖1 所示。當電網電量緊缺時，儲氣罐中的高壓空氣經過主氣閥、氣動調節閥進入膨脹機進行膨脹釋能，帶動發電機發電。系統采用級間換熱，釋能階段儲熱罐中的加壓水經過膨脹機的級間換熱器，加熱膨脹機入口空氣。

圖1 AA-CAES 系統釋能階段基本結構Fig.1 Basic structure of the AA-CAES system during energy release stage

1.2 數學模型

1.2.1 儲氣罐

儲氣罐用于儲存高壓空氣。采用質量平衡方程和能量平衡方程（定容條件）建立儲氣罐的動力學模型[16]：

式中：Mst為儲氣罐內氣體質量，kg；mst,in為進入儲氣罐的氣體流量，kg/s；mst,out為流出儲氣罐的氣體流量，kg/s；Ust為氣體單位質量內能，kJ；hst,in為進入儲氣罐的氣體焓值，kJ/kg；hst,out為流出儲氣罐的氣體焓值，kg/kg；Ken,st為儲氣罐和環境的傳熱系數，W/(m2·K)；Ast為儲氣罐和環境換熱的表面積，m2；Tst、Ten分別為儲氣罐溫度和環境溫度，K。

1.2.2 膨脹機

空氣進入膨脹機膨脹釋能，膨脹機輸出功率計算式為[16]：

式中：We為膨脹機輸出功率，MW；me為空氣質量流量，kg/s；he,in為膨脹機入口氣體焓值，kJ/kg；he,out為膨脹機出口氣體焓值，kJ/kg。

等熵效率為[17]：

式中：hs,e,out為膨脹機以等熵過程膨脹到相同出口壓力時的出口比焓，kJ/kg。

1.2.3 換熱器

空氣與管壁換熱量為：

初始階段。對數據集進行預處理操作，由Job－Client把數據集切片為 的形式并發送到JobTracker，Job1啟動時從InputSplit中加載切片信息作為Map函數的輸入。

換熱介質與管壁換熱量為：

式中：δ為管壁厚度，m；Tc、Tw、Th分別為換熱介質平均溫度、管壁平均溫度、管壁內空氣溫度，K；Kw為管壁導熱系數，W/(m2·K)；αc、αh分別為內、外管壁換熱系數，W/(m2·K)；Ac、Ah分別為內、外管壁面積，m2。

1.2.4 閥門

摩擦阻力和流動阻力共同構成了閥門壓降，計算公式為[16]：

式中：ζ為閥門流動阻力系數；D為閥門直徑，m；ρ為流體密度，kg/m3；m為閥門空氣質量流量，kg/s；Δp為閥門壓力損失，MPa。

1.3 數學模型

10 MW 級AA-CAES 系統（設計釋能功率為10 MW）基本設計參數見表1。

表1 10 MW 級AA-CAES 系統基本設計參數Tab.1 Basic design parameters of 10 MW-level AA-CAES system

經仿真，系統釋能階段各級膨脹機額定工況運行參數見表2，膨脹機輸出功率總和為10.41 MW，發電機端輸出功率為9.99 MW，與設計值偏差為0.1%，在工程允許范圍內，模型準確。

表2 各級膨脹機額定工況運行參數Tab.2 Operating parameters of various expanders under rated operating conditions

2 南方區域發電單元調頻輔助服務指標分析

根據《廣東調頻輔助服務市場交易規則》[15]，發電單元每次響應AGC 調節指令時，主要從調節速率、響應時間、調節精度3 個方面對響應AGC 指令后的動作情況進行評價衡量。綜合調頻性能指標K指發電單元響應AGC 調節指令的綜合性能表現，計算公式為：

以1 個交易周期為例，調頻里程補償收益等于調頻里程、綜合調節性能、市場出清價格的乘積。在相同的AGC 調節范圍下，調頻里程補償收益正比于綜合調節性能指標。由發電機組參與調頻輔助服務的考核與補償規則可知，調節速率K1權重最大，占50%。因此，著力提高調節速率是提升AACAES 輔助服務競爭力的重要手段。但是，為避免機組發電單元響應AGC 控制指令時過調節或超調節，《廣東調頻輔助服務市場交易規則》規定調節速率K1最大不超過5，否則調節速率合格率減少50%，會產生考核電量，給電站造成經濟損失。因此，在不產生考核電量情況下，綜合調節性能指標K越大，調頻里程補償收益也越大。

3 AA-CAES 參與調頻輔助服務過程

3.1 參與調頻輔助服務傳統方法

目前，AA-CAES 機組響應AGC 控制指令的方法一般是采用1 套PID 控制器進行閥門開度控制,從而調節機組出力。PID 控制器比例作用能使機組快速響應，比例系數kp增大時，調節速率K1得到提升，但是系統穩定性下降，且比例環節無法消除系統原有的靜態誤差；積分作用可以消除靜態誤差，當減小積分系數ki，系統誤差消除效果得到提升，但是調節速率K1降低。通過比例作用與積分作用相互配合，發揮各自優勢，以滿足《廣東調頻輔助服務市場交易規則》對調頻性能指標的要求。

本文研究對象為10 MW AA-CAES 系統，機組常運行負荷段為額定負荷的80%～110%，AGC 指令波動范圍一般為機組實測負荷上、下調節0.5 MW。常運行負荷段PID 控制器參與AGC 調頻運算控制過程邏輯如圖2 所示。通過測試模塊得到機組實時功率，機組協調控制系統接收AGC 控制指令，實測功率與AGC 控制指令的差值進入AGC-PID 控制器進行運算，該輸出作用于氣動調節閥。

圖2 常運行負荷段PID 控制器參與AGC 調頻運算控制過程邏輯Fig.2 The control logic of PID controller participating AGC frequency modulation during normal load operation

通過測試發現，AA-CAES 機組在常運行負荷段參與AGC 調頻，選擇kp=56×10-6、ki=6 作為PID控制器參數，可使機組在不產生考核電量情況下綜合調節性能指標K達到最大。

3.2 寬負荷段參與調頻輔助服務

為了提高AA-CAES 的適用范圍，機組應該具備在寬負荷段參與調頻的能力。但是，通過測試，1 套PID 參數在不同負荷段控制效果不同，甚至不能滿足要求。在機組功率分別為5.0、6.0、7.0、8.0、9.0 MW 時，利用AGC 控制指令將機組輸出功率向上調節0.5 MW 進行測試，結果見表3。

表3 寬負荷段調頻性能指標（1 套PID 控制器）Tab.3 Frequency modulation performance indexes for wide load range (a set of PID controller)

從表3 可以看出：使用1 套PID 控制器的機組在表3 所示的5 組不同負荷段響應AGC 控制指令，只有機組負荷從9.0 MW 調至9.5 MW 時，調頻速率K1不大于5，滿足《廣東調頻輔助服務市場交易規則》要求；而其余4 組測試區間輔助調頻，調頻速率K1均大于5，會因超出規定而產生考核電量。

4 多套PID 控制器的設計和運用

4.1 控制回路結構

為解決上述問題，本文提出多級分段設置PID控制器參數的控制策略。為避免采用功率指令信號或差值信號帶來的排列組合多、分段多、不易實現問題，該策略使用機組功率實測信號進行判斷。將機組運行負荷段分為3 段，每段運用不同參數的PID 控制器。該策略下PID 控制器流程如圖3 所示。

圖3 PID 控制器選擇流程Fig.3 Selection process of PID controller

發電機組接收到新AGC 控制指令時，立即將其鎖定，并進行判斷：如實測功率大于8 MW，則使用AGC-PID1作為輸出；如實測功率大于6 MW且小于8 MW，則選用AGC-PID2作為輸出；如實測功率小于6 MW，則選用AGC-PID3作為輸出。此選擇在調頻過程中不發生改變，直至下一個AGC指令到來。機組每接收到新AGC 指令，即進行PID控制器選擇的判斷。

考慮機組在運行過程中因PID 控制器切換而產生功率波動問題，設計了PID 控制器追蹤判斷模塊。將氣動調節閥開度信號作為PID 控制器追蹤信號，機組實測負荷鎖定值作為判斷條件，負荷鎖定值對應的PID 控制器不進行閥門信號追蹤，其余2 套PID 控制器追蹤閥門開度信號。三級分段設置PID運算控制過程邏輯如圖4 所示。將AGC 控制指令與機組實時功率進行偏差計算，并輸入多個不同參數PID 控制器進行運算，但最終執行器只接收與機組實測功率相對應PID 控制器的運算結果，并作用于氣動調節閥，實現對AA-CAES 機組的出力控制。

圖4 3 套PID 控制器運算控制過程邏輯Fig.4 Logic diagram of operational control process of three PID controllers

4.2 測試分析

通過大量仿真測試，選擇AGC-PID1、AGCPID2、AGC-PID3控制器kp為56×10-6、49×10-6、46×10-6，ki均為6。對上述不滿足《廣東調頻輔助服務市場交易規則》要求的測試區間進行測試，調頻性能指標見表4。從表4 可以看出，所有測試區間調節速率K1最大均不超過5，符合《廣東調頻輔助服務市場交易規則》要求。

表4 寬負荷段調頻性能指標（3 套PID 控制器）Tab.4 Frequency regulation performance index of wide load section (three PID controllers)

使用不同套數PID 控制對調頻性能關鍵指標的影響如圖5 所示。從圖5 可以看出，與使用1 套PID控制器相比，使用3 套PID 控制器參與AGC 調頻，綜合調頻性能指標略有降低，但調節速率K1均不大于5，避免了考核電量的產生。

圖5 不同套數PID 控制器對調頻性能指標的影響Fig.5 The influence of different sets of PID controller on frequency modulation performance index

5 結論

1）使用1 套PID 控制器無法實現機組在寬負荷段參與AGC 調頻。機組在非常運行負荷段參與調頻，會因調節速率K1不滿足要求而產生考核電量，造成經濟損失；采用多級分段設置PID 控制器參數的控制策略，可使機組在寬負荷段參與調頻性能指標滿足要求，不產生考核電量。

2）選用功率實測信號作為判斷信號，可以避免采用AGC 指令信號帶來的排列組合多、分段多、不易實現的問題。通過設置非實測功率對應PID 控制器追蹤閥門信號，可降低不同PID 控制器切換帶來的功率擾動。

3）采用多級分段設置PID 控制器參數的控制策略解決了使用單套PID 控制器在寬負荷段調頻過程產生的考核電量問題，多套PID 控制器參與AGC調頻在AA-CAES 系統電站中具有一定的推廣價值。