考慮風(fēng)電機組調(diào)控潛力的交直流有功功率協(xié)調(diào)控制策略

熊浩，葛亞明，黃曲粲，楊麗，曹帥，王博侖，周霞，丁蒼璧

（1. 國網(wǎng)江蘇省電力有限公司，南京 210008；2. 國電南瑞科技股份有限公司，南京 211106；3. 南京郵電大學(xué)先進技術(shù)研究院，南京 210023）

0 引言

風(fēng)電經(jīng)高壓交直流混聯(lián)系統(tǒng)外送至負(fù)荷中心已成為一種重要的電能傳輸形式［1-2］，但同時伴隨著直流連續(xù)換相失敗及其引發(fā)的相鄰交流線路的過載風(fēng)險［3-4］。目前，對于抑制高壓直流輸電系統(tǒng)連續(xù)換相失敗的控制策略研究較多，主要包括低壓限流控 制（voltage dependent current order limiter，VDCOL）和換相失敗預(yù)測控制（commutation failure prevention control， CFPREV）這兩種方法［5-7］。VDCOL 在低電壓條件下限制直流電流，減小直流系統(tǒng)有功功率傳輸，以降低系統(tǒng)連續(xù)換相失敗的發(fā)生概率；CFPREV 可根據(jù)控制逆變器提前觸發(fā)直接提升換相裕度，從而降低換相失敗風(fēng)險。

文獻［8］通過控制逆變器提前觸發(fā)直接提升換相裕度，可有效降低換相失敗發(fā)生的風(fēng)險；文獻［9］提出了一種熄弧角預(yù)測（extinction angle prediction， EAP）控制策略，該策略根據(jù)換相電壓波形估計出即將到來的換相應(yīng)力，確保了對高壓直流換相電壓畸變有更好的靈敏度。文獻［10-11］提出在逆變側(cè)交流系統(tǒng)中加裝靜止無功補償器、靜止無功發(fā)生器調(diào)相機等無功補償裝置，在發(fā)生故障時提升交流系統(tǒng)母線電壓的支撐能力，達到抑制直流連續(xù)換相失敗的效果。而對于直流換相失敗所引起的相鄰交流線路過載現(xiàn)象的研究成果較少，一般采用潮流控制器可改善交直流混聯(lián)傳輸系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)潮流分布［12-13］，但是其成本過高，建設(shè)難度較大。而對于暫態(tài)過程中對于交流傳輸系統(tǒng)功率沖擊的調(diào)節(jié)策略，尚未有相關(guān)成熟的研究成果。

對于含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)經(jīng)交直流混聯(lián)傳輸系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制方法的研究，調(diào)節(jié)含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)有功功率輸出是解決系統(tǒng)潮流大范圍轉(zhuǎn)移的關(guān)鍵。文獻［14］提出了風(fēng)電機組參與電網(wǎng)頻率快速調(diào)節(jié)的方法，并以西北風(fēng)電場作為實驗對象，實現(xiàn)了風(fēng)電場快速頻率響應(yīng)能力的驗證。文獻［15-16］分析了在高比例風(fēng)電外送的交直流混聯(lián)電網(wǎng)中直流換相失敗引發(fā)交流聯(lián)絡(luò)線功率波動的機理，以此提出直流傳輸系統(tǒng)發(fā)生換相失敗時與其相鄰交流線路功率波動暫態(tài)峰值、故障開始時刻至波動峰值時間的計算公式。上述分析和控制方式是對規(guī)定范圍內(nèi)的風(fēng)電場風(fēng)電機組進行功率調(diào)節(jié)控制，缺乏對風(fēng)電機組工作狀態(tài)和調(diào)控能力的考慮。因此，有必要通過對風(fēng)電機組調(diào)控潛力進行評估［17］，確定可以靈活參與送端電網(wǎng)調(diào)控的風(fēng)電機組，充分發(fā)揮風(fēng)電機組調(diào)控潛力并使其參與抑制直流連續(xù)換相失敗的交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制。

為兼顧抑制直流混聯(lián)系統(tǒng)直流連續(xù)換相失敗以及降低交流傳輸系統(tǒng)過載現(xiàn)象風(fēng)險，本文提出考慮風(fēng)電機組調(diào)控潛力的交直流有功功率協(xié)調(diào)控制策略。結(jié)合風(fēng)電機組的工作狀態(tài)和運行狀態(tài)提出基于自組織神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)-最小量化誤差（self-organizing mapminimum quantization error，SOM-MQE）的調(diào)控潛力評價體系，以確定參與交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)動態(tài)調(diào)節(jié)的風(fēng)電機組。在系統(tǒng)發(fā)生直流換相失敗期間，通過調(diào)節(jié)直流傳輸功率的方法抑制直流連續(xù)換相失敗，并基于風(fēng)電機組主動功率控制原理降低具有調(diào)控潛力的風(fēng)電機組的有功功率輸出，達到降低含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)有功功率輸出從而減小交流傳輸系統(tǒng)過載危害的目的。為證明所提方法的有效性，本文在電磁暫態(tài)仿真環(huán)境EMTDC/PSCAD 上搭建含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)模型，對所提控制策略進行仿真驗證。

1 總體思路

風(fēng)電場出力的隨機性使含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)的調(diào)控難度日益增大，特別是直流傳輸系統(tǒng)發(fā)生連續(xù)換相失敗及其引起的交直流混聯(lián)系統(tǒng)潮流大幅度波動問題。因此亟需發(fā)揮風(fēng)電場內(nèi)各風(fēng)電機組的調(diào)控潛力，實現(xiàn)風(fēng)電場可主動參與的交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制。

含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)中的風(fēng)電機組存在工作狀態(tài)的不確定性和運行狀態(tài)的模糊性，為了構(gòu)建風(fēng)電機組調(diào)控潛力評價體系，首先，基于K-means 算法訓(xùn)練風(fēng)電機組實際的歷史數(shù)據(jù)，得到風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型；其次，采集可描述機組運行狀態(tài)良好的參數(shù)數(shù)據(jù)，訓(xùn)練相應(yīng)的自組織映射（selforganizing map，SOM）網(wǎng)絡(luò)，以SOM 網(wǎng)絡(luò)輸出的最小量化誤差（minimum quantization error，MQE）作為風(fēng)電機組運行狀態(tài)的評價指標(biāo)；最后，綜合分析風(fēng)電機組實時的工作狀態(tài)和運行狀態(tài)，可得到送端電網(wǎng)各個風(fēng)電機組實時的調(diào)控潛力評價。

而在含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)的交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)中，直流連續(xù)換相失敗將引起的系統(tǒng)潮流大范圍波動，如圖1 中的虛線所示。通過調(diào)節(jié)直流傳輸系統(tǒng)逆變側(cè)換流站所下達的直流電流指令CORDER可減小直流的有功功率傳輸量，從而降低系統(tǒng)的無功功率需求來抑制直流連續(xù)換相失敗；在減小系統(tǒng)潮流波動方面，由于含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)調(diào)節(jié)能力不足，需利用上述風(fēng)電機組調(diào)控潛力的實時評估結(jié)果，選擇具有一定調(diào)控潛力的風(fēng)電機組參與交直流有功功率協(xié)調(diào)控制，降低直流傳輸系統(tǒng)發(fā)生換相失敗時與其相鄰的交流傳輸系統(tǒng)所面臨的過載危害。

圖1 系統(tǒng)潮流變化圖Fig. 1 Diagram of system power flow variation

2 基于SOM-MQE 的風(fēng)電機組調(diào)控潛力評價模型

風(fēng)電機組受到安裝環(huán)境和檢修時間等多方面因素的耦合影響，運行狀態(tài)存在較大差異。在風(fēng)電場參與交直流傳輸系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制中難以準(zhǔn)確地調(diào)節(jié)風(fēng)電機組的有功功率輸出，因此本節(jié)綜合運用聚類模型算法和一種無監(jiān)督學(xué)習(xí)方法來確定風(fēng)電機組的調(diào)控潛力。

2.1 基于K-means 聚類算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型

若風(fēng)電機組不存在嚴(yán)重的故障問題，風(fēng)電場配備的SCADA 系統(tǒng)所采集的風(fēng)電機組的傳動軸、發(fā)電機上的溫度類參數(shù)將隨其轉(zhuǎn)速和輸出功率的變化而變化。為了更加準(zhǔn)確地判別風(fēng)電機組的工作狀態(tài)，本文通過風(fēng)電機組輸入風(fēng)速、轉(zhuǎn)速和輸出功率數(shù)據(jù)樣本訓(xùn)練生成基于K-means 算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型［18］。

本文所提K-means 聚類算法中采用歐式距離反應(yīng)數(shù)據(jù)間的相似程度［19］，假設(shè)含有m個數(shù)據(jù)的樣本集為X={xi|i= 1，2，3， ???，m}，則樣本集中的xi、xj兩者的歐式距離d(xi，xj)計算如式（1）所示。

基于數(shù)據(jù)間距離的遠(yuǎn)近，各個數(shù)據(jù)可分配至距離自身最近的聚類中心，形成K個數(shù)據(jù)簇Zt（t=1，2，3， ???，K）。此時新的聚類中心zt為各個簇內(nèi)數(shù)據(jù)的平均值，聚類中心zt的計算方法為：

式中：mt為第t個數(shù)據(jù)簇的數(shù)據(jù)數(shù)量；xg為第t個數(shù)據(jù)簇的第g個數(shù)據(jù)（1 ≤g≤mt）。

在本文所提出的基于K-means 算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型訓(xùn)練過程中，由于風(fēng)電機組可分為未啟動、初啟動、最大功率追蹤（maximum power point tracking，MPPT）、恒轉(zhuǎn)速、恒功率、超風(fēng)速6 種工作狀態(tài)，因此需初始化6 個K-means算法的聚類中心［19］，分別計算所采集的樣本數(shù)據(jù)中輸入風(fēng)速、轉(zhuǎn)速、輸出功率與6 個聚類中心的歐式距離。通過數(shù)據(jù)計算結(jié)果迭代更新6 種工作狀態(tài)所對應(yīng)的聚類中心，直至6 個聚類中心不再發(fā)生變化，可確定生成基于K-means 算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型。而風(fēng)電機組工作狀態(tài)與其輸入風(fēng)速和轉(zhuǎn)速成正相關(guān)關(guān)系，通過聚類中心的數(shù)值排序即可判斷風(fēng)電機組所處的工作狀態(tài)。

2.2 基于SOM網(wǎng)絡(luò)的風(fēng)電機組運行狀態(tài)評價模型

SOM 網(wǎng)絡(luò)是一種無監(jiān)督的、競爭性學(xué)習(xí)神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)，通過競爭學(xué)習(xí)SOM 網(wǎng)絡(luò)輸出層能夠在空間上有組織地表示輸入樣本的內(nèi)在信息，拓?fù)淙鐖D2所示。

圖2 SOM拓?fù)鋱DFig. 2 SOM topology

SOM 網(wǎng)絡(luò)輸出層能夠捕獲風(fēng)電機組良好運行狀態(tài)與樣本之間的內(nèi)在關(guān)系，這種關(guān)系體現(xiàn)在輸出層神經(jīng)元的權(quán)重向量中，樣本與其在SOM 網(wǎng)絡(luò)輸出層中的最佳匹配單元（best matching unit，BMU）之間的距離，可以反映機組運行狀態(tài)偏離良好狀態(tài)的程度。而風(fēng)電機組中的發(fā)電機、一二次軸系等環(huán)節(jié)中的所監(jiān)測到的溫度類參數(shù)數(shù)值可較為準(zhǔn)確地評價風(fēng)電機組的運行狀態(tài)，即可采集SCADA 系統(tǒng)中的運行狀態(tài)良好的風(fēng)電機組各項溫度類數(shù)值作為SOM 網(wǎng)絡(luò)的輸入，用于訓(xùn)練得到基于SOM 網(wǎng)絡(luò)的風(fēng)電機組運行狀態(tài)評價模型。

SOM 網(wǎng)絡(luò)輸出層中的每個神經(jīng)元都有一個與輸入樣本維數(shù)相同的權(quán)重向量，每一個輸入樣本在輸出層中都有一個BMU，BMU的定義式為：

式中：dis( )為輸入樣本與權(quán)重向量之間的歐式距離；為輸入樣本；BMU為BMU的權(quán)重向量；為SOM輸出層各神經(jīng)元權(quán)重向量；M為樣本總數(shù)量。

而輸入樣本與BMU 的權(quán)重向量之間的距離被稱作最小量化誤差（MQE），其計算公式為：

確定BMU 后需更新BMU 鄰域范圍內(nèi)各輸出神經(jīng)元對應(yīng)的權(quán)重向量，具體更新的公式為：

式中：m為迭代次數(shù)；(m)為第m次迭代時的權(quán)重向量；(m+ 1)為第m+ 1 次迭代時的權(quán)重向量；α( )為學(xué)習(xí)率；n為輸出神經(jīng)元與BMU 之間的拓?fù)渚嚯x。

SOM網(wǎng)絡(luò)訓(xùn)練流程如圖3所示。

圖3 SOM網(wǎng)絡(luò)的訓(xùn)練流程圖Fig.3 SOM network training flow chart

2.3 SOM-MQE評價體系模型

為準(zhǔn)確地建立SOM-MQE 風(fēng)電場調(diào)控潛力評價模型，需采集大量風(fēng)電機組運行狀態(tài)良好的數(shù)據(jù)，一般可認(rèn)為在風(fēng)電場檢修后的一周內(nèi)風(fēng)電機組運行都處于良好狀態(tài)。因此，首先通過某實際風(fēng)電場群SCADA 系統(tǒng)采集到檢修后一段時間內(nèi)各臺風(fēng)電機組的輸入風(fēng)速、轉(zhuǎn)速、輸出功率和各個元件的溫度類參數(shù)的數(shù)據(jù)，并對相關(guān)數(shù)據(jù)進行除零和正則化的處理；其次，選擇處理好的轉(zhuǎn)速和輸出功率的數(shù)據(jù)，根據(jù)2.1 節(jié)所提出的訓(xùn)練方法生成基于Kmeans 算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型；然后，整合風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型中所確定的風(fēng)電機組工作狀態(tài)良好的機組的相關(guān)溫度類參數(shù)數(shù)據(jù)，并基于2.2 節(jié)的方法將溫度類參數(shù)數(shù)據(jù)作為輸入數(shù)據(jù)訓(xùn)練得到可評價風(fēng)電機組運行狀態(tài)的SOM 模型；最后，結(jié)合風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型和運行狀態(tài)評價模型構(gòu)建基于SOM-MQE 的風(fēng)電機組調(diào)控潛力評價模型，以確定參與交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制的風(fēng)電機組。

評價風(fēng)電機組的調(diào)控潛力主要包括數(shù)據(jù)預(yù)處理、運行方式類型識別、樣本特征提取和運行狀態(tài)評價等4個主要步驟，具體內(nèi)容如下。

1） 數(shù)據(jù)預(yù)處理：主要包括去除零功率數(shù)據(jù)和正則化處理等；

2） 工作狀態(tài)類型識別：基于K-means算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型，以確定風(fēng)電機組當(dāng)前的運行工況類別，具體計算步驟如2.1節(jié)所述；

3） 樣本特征提?。罕疚倪x擇主軸軸承溫度、永磁發(fā)電機側(cè)軸承溫度、發(fā)電機定子繞組溫度、發(fā)電機驅(qū)動端軸承溫度和發(fā)電機非驅(qū)動端軸承溫度等參數(shù)作為評價機組運行狀態(tài)的原始樣本特征，通過主成分分析（principal component analysis，PCA）算法提取樣本特征；

4） 調(diào)控潛力評價：在提取樣本特征后，計算樣本在其所屬工作狀態(tài)下SOM 網(wǎng)絡(luò)中的MQE 值，通過MQE 值與風(fēng)電機組調(diào)控潛力關(guān)系表，評價風(fēng)電機組調(diào)控潛力。

本文將機組運行狀態(tài)劃分為良好、一般和較差3 種，使用正態(tài)分布函數(shù)擬合機組MQE 值分布，當(dāng)MQE 值在分布值前2%時，風(fēng)電機組運行狀態(tài)較差；當(dāng)MQE 值在分布值前 25%到2%之間時，風(fēng)電機組的運行狀態(tài)一般；當(dāng)MQE 值在分布值后75%時，風(fēng)電機組的運行狀態(tài)較好。

將2.1 節(jié)中構(gòu)建的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型的輸出結(jié)果與表1 的風(fēng)電機組運行狀態(tài)評價模型輸出結(jié)果相結(jié)合，可得到風(fēng)電機組的調(diào)控潛力評價表，如表2所示。

表1 MEQ與風(fēng)電機組運行狀態(tài)關(guān)系Tab. 1 Relationship between MEQ and wind turbine operation states

表2 調(diào)控潛力評價表Tab. 2 Evaluation of regulatory potential

由表2 可知，當(dāng)工作狀態(tài)判別模型的輸出結(jié)果為啟動階段、未啟動、超風(fēng)速3 種狀態(tài)，且風(fēng)電機組運行狀態(tài)較差時，判定風(fēng)電機組調(diào)控能力弱；當(dāng)風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別為MPPT、恒轉(zhuǎn)速且運行狀態(tài)一般，或者風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別為MPPT 且運行狀態(tài)良好時，判定風(fēng)電機組調(diào)控潛力較弱。風(fēng)電機組調(diào)控潛力為弱或較弱時，難以有效參與電網(wǎng)的調(diào)節(jié)。

當(dāng)風(fēng)電機組工作狀態(tài)為恒轉(zhuǎn)速且運行狀態(tài)良好或者工作狀態(tài)為恒功率且運行狀態(tài)一般時，可判斷風(fēng)電機組調(diào)控潛力為較強；而當(dāng)風(fēng)電機組處于恒功率工作狀態(tài)，運行狀態(tài)為良好時，此時風(fēng)電機組調(diào)控潛力強。在含高比例風(fēng)電的電力系統(tǒng)中發(fā)生擾動時，調(diào)控潛力判別為較強和強的風(fēng)電機組可主動參與系統(tǒng)的穩(wěn)定控制。

3 交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制方法

3.1 直流功率抑制連續(xù)換相失敗措施

直流傳輸系統(tǒng)逆變側(cè)連續(xù)換相失敗的發(fā)生與受端電網(wǎng)交流系統(tǒng)的無功功率有較強聯(lián)系［20］，因此需分析換相失敗期間逆變側(cè)換流器的無功功率需求和恢復(fù)特性。逆變側(cè)換流器的穩(wěn)態(tài)近似方程可歸納如式（6）—（7）所示。

式中：Pdc和Qdc分別為有功功率功率和無功功率；?為換流器的功率因數(shù)；Udi和Id分別為直流電壓和電流；γ為逆變側(cè)熄弧角；Udi0為理想空載直流電壓；UL為高壓側(cè)母線線電壓有效值；k為換流變壓器變比；B為串聯(lián)的橋數(shù)量；β為觸發(fā)超前角。

聯(lián)立式（6）—（7）可得直流系統(tǒng)有功功率傳輸與無功功率消耗滿足如式（8）所示關(guān)系。

由式（8）可得，降低直流系統(tǒng)有功功率傳輸功率，可有效減少直流換相失敗期間的無功功率需求，從而對連續(xù)換相失敗進行抑制。

當(dāng)不考慮換相電壓過零點偏移角度φ時，系統(tǒng)的直流電流則表示為：

通過聯(lián)立式（6）—（7）和式（9）可得熄弧角γ與直流有功功率傳輸功率Pdc滿足式（10）。

式中Xc為換相電抗。

若逆變側(cè)交流電壓保持不變，按系統(tǒng)需求觸發(fā)超前角β可取38 °，直流傳輸系統(tǒng)有功功率功率表達式為：

根據(jù)式（11）可得，當(dāng)發(fā)生換相失敗時，熄弧角跌落到1.5 °作為基準(zhǔn)值，直流功率若下降18.5%，熄弧角可恢復(fù)到15 °，達到系統(tǒng)正常工作時熄弧角的數(shù)值；直流功率下降5.2%時，熄弧角由1.5 °提升至7.2 °，達到熄弧角的固有極限值，進而避免連續(xù)換相失敗的發(fā)生［21］。

3.2 交流傳輸系統(tǒng)過載控制策略

當(dāng)含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)發(fā)生連續(xù)換相失敗，必將引起直流傳輸系統(tǒng)有功功率功率跌落。設(shè)直流傳輸系統(tǒng)跌落的有功功率為ΔPdc，交流傳輸線路功率傳輸極限為Pacl，功率傳輸極限增量為ΔPacl，火電機組可調(diào)節(jié)的有功功率為ΔPg，最大可調(diào)整有功功率為ΔPgmax［22］。假設(shè)不計系統(tǒng)的有功功率損耗，則交流傳輸系統(tǒng)有功功率的增幅ΔPac為：

功率增量ΔPac過大將導(dǎo)致交流傳輸系統(tǒng)面臨過載風(fēng)險，特別是當(dāng)高比例風(fēng)電機組接入交直流混聯(lián)系統(tǒng)，傳統(tǒng)火電機組的調(diào)頻能力有限，一般會采取切機切負(fù)荷的方式，解決交流傳輸系統(tǒng)過載問題。但該方式較為保守，無法充分發(fā)揮新能源功率調(diào)節(jié)的優(yōu)勢，可采用風(fēng)機主動功率控制方法以調(diào)節(jié)送端電網(wǎng)有功功率輸出的協(xié)調(diào)控制策略，其綜合有功功率協(xié)調(diào)控制策略如圖4所示。

圖4 交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制策略Fig. 4 Active power coordination control strategy for AC/DC hybrid system

CORDER 為逆變側(cè)控制系統(tǒng)的直流電流指令，CMRS 為整流側(cè)的直流電流測量值，兩者作差可得到電流偏差量Δε，Δε增大將導(dǎo)致超前觸發(fā)角β增大，進一步地使觸發(fā)角α減?。é?β= 180 °），以實現(xiàn)直流傳輸系統(tǒng)有功功率的調(diào)節(jié)，降低系統(tǒng)的無功功率需求，可抑制直流連續(xù)換相失敗的發(fā)生。

通過式（7）可知，火電廠調(diào)頻系統(tǒng)無法完全調(diào)節(jié)直流有功功率的跌落值ΔPac- ΔPgmax，需采用圖1 中風(fēng)電機組加速控制以及槳距角控制等風(fēng)電主動功率控制策略［23-24］。將所需調(diào)節(jié)量ΔPac輸入至風(fēng)機控制模塊，首先進行風(fēng)機主動加速降功率控制，若在風(fēng)機達到最大轉(zhuǎn)速wMmax之前風(fēng)電場群可降低有功功率輸出ΔPac，則完成風(fēng)電主動功率控制；若風(fēng)機達到最大轉(zhuǎn)速wMmax之后未能完全降低有功功率輸出ΔPac，則啟動風(fēng)機槳距角主動控制，調(diào)節(jié)未被加速控制所調(diào)節(jié)部分，通過風(fēng)電機組主動功率控制策略可減小抑制換相失敗過程中交流傳輸系統(tǒng)過載危害。

通過此方法既可以降低系統(tǒng)抑制直流連續(xù)換相失敗后交流傳輸系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)有功功率過載風(fēng)險，同時在抑制直流換相失敗過程中，又可調(diào)節(jié)對交流傳輸系統(tǒng)暫態(tài)過程的功率沖擊。特別是該方法在交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制方法中考慮了風(fēng)電機組的調(diào)控能力，充分發(fā)揮了含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)中風(fēng)電場群的可調(diào)節(jié)性。但是風(fēng)電機組存在工作狀態(tài)的不確定性和運行狀態(tài)的模糊性，在實際的調(diào)控過程中風(fēng)電場群的出力調(diào)節(jié)無法達到理想效果，因此在調(diào)節(jié)風(fēng)電機組出力時需對風(fēng)電機組的調(diào)控潛力進行分析和評價。

4 考慮風(fēng)電調(diào)控潛力的交直流有功功率協(xié)調(diào)控制策略

本文3.1—3.2 節(jié)提出了一種交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制策略。該策略通過調(diào)節(jié)直流傳輸功率抑制直流連續(xù)換相失敗，同時降低送端電網(wǎng)中風(fēng)電場群的有功功率輸出以減小交流傳輸系統(tǒng)過載風(fēng)險。但是對送端電網(wǎng)的風(fēng)電場群的運行狀態(tài)和調(diào)控潛力未進行評估和分析，導(dǎo)致對風(fēng)電場的調(diào)節(jié)作用不符合實際系統(tǒng)的運行狀態(tài)，并且未能對送端電網(wǎng)風(fēng)電場內(nèi)的風(fēng)電機組進行充分調(diào)節(jié)。因此，本節(jié)提出基于SOM-MQE 評價體系風(fēng)電機組調(diào)控潛力的方法，可對風(fēng)電場群內(nèi)各個機組的調(diào)控潛力進行評估，以提升風(fēng)電場參與交直流混聯(lián)外送系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制的準(zhǔn)確性。其具體控制流程如圖5所示。

圖5 考慮風(fēng)電機組調(diào)控潛力的控制流程圖Fig. 5 Control flow chart considering wind turbine control potential

根據(jù)2.3 節(jié)中所提出的方法，對風(fēng)電機組調(diào)控潛力強、較強、較弱、弱的風(fēng)電機組進行歸類，將調(diào)控潛力強的風(fēng)電機組設(shè)為最高的優(yōu)先級。當(dāng)系統(tǒng)檢測到發(fā)生首次換相失敗時，可通過降低直流傳輸系統(tǒng)有功功率，改善系統(tǒng)的無功功率需求特性，從而抑制直流連續(xù)換相失敗。

在抑制直流連續(xù)換相失敗的同時，應(yīng)當(dāng)考慮直流換相失敗所引起的潮流大范圍轉(zhuǎn)移風(fēng)險，在火電機組有功功率最大調(diào)節(jié)ΔPgmax范圍之內(nèi)，若交流傳輸線路功率傳輸極限Pacl并未超出交流傳輸系統(tǒng)的實時傳輸值Pac時，即Pacl≤Pac- ΔPgmax時，風(fēng)電機組無需參與交直流混聯(lián)系統(tǒng)的有功功率協(xié)調(diào)控制。若Pacl>Pac- ΔPgmax，需進行風(fēng)電機組主動功率控制以調(diào)節(jié)風(fēng)電場的有功功率輸出，通過工作狀態(tài)模型判別結(jié)果，并結(jié)合基于SOM-MEQ 評價體系所得出的風(fēng)電機組運行狀態(tài)評估結(jié)果，優(yōu)先向調(diào)控潛力較好的一類風(fēng)電機組下達風(fēng)電場調(diào)控指令。根據(jù)式（12）可知，主動降低風(fēng)電場有功功率輸出量為Pac-Pacl- ΔPgmax。具體控制過程是先通過風(fēng)電機組轉(zhuǎn)子主動加速降功率控制調(diào)節(jié)風(fēng)電機組有功功率輸出，如果轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速w已達到最大轉(zhuǎn)速wMmax還未滿足調(diào)節(jié)需求，此時啟動風(fēng)電機組槳距角控制，對目標(biāo)降低量進行協(xié)調(diào)控制，以實現(xiàn)含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)的靈活精準(zhǔn)的調(diào)控效果。

5 算例驗證

5.1 算例介紹

本文在電磁暫態(tài)仿真環(huán)境PSCAD/EMTDC 上搭建了含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)模型，如圖6 所示。送端電網(wǎng)風(fēng)電場群的額定容量為2 000 MW，火電廠的額定容量為1 320 MW；高壓交流線路的電壓等級為500 kV，額定容量為1 500 MW；LCC 型高壓直流線路電壓等級為±500 kV，額定容量為1 000 MW；在系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時直流傳輸系統(tǒng)熄弧角保持在15 °。

圖6 含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)模型Fig. 6 AC/DC hybrid system model with high proportion wind power

5.2 常規(guī)交直流協(xié)調(diào)控制方法

為驗證本文3.1 節(jié)和3.2 節(jié)所提出的抑制直流連續(xù)換相失敗的交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制策略，在5.1 節(jié)所搭建的模型中設(shè)置高壓直流傳輸系統(tǒng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)在第0.8 s 時發(fā)生單相短路故障，故障持續(xù)時間為0.5 s，分別采用如下3種控制方式對系統(tǒng)暫態(tài)和穩(wěn)態(tài)過程進行控制效果對比和分析。

控制方式Ⅰ：CIGRE標(biāo)準(zhǔn)直流傳輸系統(tǒng)測試模型自帶控制方式。

控制方式Ⅱ：通過調(diào)節(jié)逆變側(cè)直流電流指令以減小系統(tǒng)逆變側(cè)的無功功率需求，從而抑制直流連續(xù)換相失敗。

控制方式Ⅲ：在采取控制方式Ⅱ的同時，通過風(fēng)電機組主動功率控制方法，減小含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)有功功率輸出實現(xiàn)交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制，即結(jié)合了本文3.1 節(jié)和3.2 節(jié)而提出的控制方式。

分別對系統(tǒng)的熄弧角、直流有功功率傳輸、交流有功功率傳輸和送端電網(wǎng)風(fēng)電場有功功率輸出進行觀測，3 種控制方式的效果對比如圖7 所示。若采用控制方式Ⅰ，如圖7（d）所示熄弧角連續(xù)3 次跌落至了0°附近，可判斷直流傳輸系統(tǒng)出現(xiàn)了連續(xù)3次換相失敗，直流傳輸系統(tǒng)有功功率也連續(xù)3 次大幅度跌落，系統(tǒng)面臨閉鎖的風(fēng)險。

圖7 3種控制方式對比Fig. 7 Comparison of three control methods

若采用控制方式Ⅱ，考慮到指令傳達所需要的時間，在系統(tǒng)發(fā)生首次換相失敗后40 ms，基于式（6）—（7）和式（9）調(diào)節(jié)直流傳輸系統(tǒng)的電流大小，如圖7（b）—（d）綠色曲線所示。直流傳輸系統(tǒng)逆變側(cè)熄弧角以及傳輸線路上的有功功率都僅跌落了一次，因此控制方式Ⅱ可有效抑制直流連續(xù)換相失敗。但是隨著直流傳輸系統(tǒng)有功功率的減少，且含高比例風(fēng)電的送端電網(wǎng)火電機組調(diào)節(jié)能力有限，與直流傳輸系統(tǒng)相鄰的交流傳輸系統(tǒng)在暫態(tài)和穩(wěn)態(tài)過程中都將出現(xiàn)過載現(xiàn)象，若長時間存在過載現(xiàn)象，交流傳輸系統(tǒng)則可能面臨連鎖跳閘的風(fēng)險。

采用控制方式Ⅲ，在調(diào)節(jié)直流傳輸系統(tǒng)電流指令的同時，根據(jù)3.2 節(jié)中所提出的交直流協(xié)調(diào)控制策略對交流傳輸系統(tǒng)過載情況進行分析，若Pacl>Pac- ΔPgmax可判斷含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)的火電廠調(diào)節(jié)能力不足，需通過風(fēng)電機組轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動加速控制和槳距角控制的方式減小含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)功率輸出，如圖7（a）所示。基于判別公式減小了送端電網(wǎng)有功功率輸出后，交流傳輸系統(tǒng)所面臨的的過載風(fēng)險也得到了有效地控制。

5.3 考慮風(fēng)電機組調(diào)控潛力的協(xié)調(diào)控制方法

通過5.2節(jié)中對3種控制方式的分析對比可知，為兼顧抑制直流連續(xù)換相失敗并減小交流傳輸系統(tǒng)過載風(fēng)險，可采取本文3.1 節(jié)和3.2 節(jié)所提出的含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)參與交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制策略。但是由于風(fēng)電機組工作狀態(tài)和運行狀態(tài)的不確定性，控制方式Ⅲ只能“一刀切”式的對含高比例風(fēng)電的送端電網(wǎng)中的風(fēng)電場進行調(diào)節(jié)，下達的調(diào)節(jié)指令較為單一固定，未能充分發(fā)揮風(fēng)電場群的調(diào)節(jié)潛力。基于SOM-MQE 評價體系本文提出考慮風(fēng)電機組調(diào)控潛力的交直流系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制策略，即控制方式Ⅳ。

以某一典型風(fēng)電基地為例，在逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障發(fā)生后，從該基地的12 個風(fēng)電場各選一臺典型風(fēng)電機組，其SCADA 系統(tǒng)所記錄的風(fēng)速、轉(zhuǎn)速和輸出功率如表3所示。

表3 典型風(fēng)電機組電氣量匯總Tab. 3 Summary of typical wind turbine electricity parameters

為得到基于SOM-MQE 的風(fēng)電機組調(diào)控潛力評價模型，選取風(fēng)電基地檢修后3 d內(nèi)SCADA系統(tǒng)中所采集到的主軸軸承溫度、永磁發(fā)電機側(cè)軸承溫度、發(fā)電機定子繞組溫度、發(fā)電機驅(qū)動端軸承溫度和發(fā)電機非驅(qū)動端軸承溫度等參數(shù)數(shù)據(jù)訓(xùn)練SOM神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)，得到樣本數(shù)據(jù)的MQE 值。MQE 平均值為0.4993，正態(tài)擬合MQE 值，確定風(fēng)電機組運行狀態(tài)的邊界條件，上0.02 分位點v0.02為1.383，上0.25分位點v0.25為0.944。

在實際驗證階段，分別取12 臺典型風(fēng)電機組各500 組數(shù)據(jù)作為SOM-MQE 的風(fēng)電機組調(diào)控潛力評價模型的輸入，圖8 為其輸出結(jié)果的MQE 值分布。

圖8 12臺典型風(fēng)電機組MQE值分布Fig. 8 MQE value distribution of 12 typical wind turbines

由圖8 可知，所選取的典型機組1、4、5、6、7、9、11、12 運行狀態(tài)良好。同時將表3 中典型風(fēng)電機組的輸入風(fēng)速、轉(zhuǎn)子和輸出功率作為基于Kmeans算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型輸入數(shù)據(jù)，判斷出風(fēng)電機組實時的工作狀態(tài)。根據(jù)表2 中風(fēng)電機組調(diào)控潛力的判別結(jié)果，得到風(fēng)電機組1、4、5、6、7、9、11、12 具有較強的調(diào)控潛力，因此選擇所對應(yīng)的風(fēng)電場參與交直流有功功率協(xié)調(diào)控制，其控制效果的對比如圖9所示。

圖9 4種控制方式對比Fig. 9 Comparison of four control methods

若采用控制方式Ⅳ，不但保留了控制方式Ⅲ中的所有優(yōu)點，并且充分精準(zhǔn)地挖掘了送端電網(wǎng)中風(fēng)電機組的調(diào)控潛力，如圖9（a）紅色曲線所示，控制方式Ⅳ大幅降低了送端電網(wǎng)有功功率輸出。此時含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)中交流傳輸系統(tǒng)暫態(tài)及穩(wěn)態(tài)的過載問題得到了有效緩解，相比于控制方式Ⅲ，交流傳輸系統(tǒng)暫態(tài)過程的下降幅度由13.44%提升至24.21%。

6 結(jié)論

本文針對交直流混聯(lián)系統(tǒng)直流連續(xù)換相失敗以及其所引起的潮流大范圍轉(zhuǎn)移展開研究，并考慮了送端電網(wǎng)風(fēng)電機組的調(diào)控潛力，提出含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制策略，基于理論分析和仿真驗證得到以下結(jié)論。

1） 本文提出了抑制直流連續(xù)換相失敗含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)交直流混聯(lián)系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制策略，調(diào)整直流電流指令降低直流有功功率的傳輸，可有效減小直流傳輸系統(tǒng)換相失敗過程中的無功功率需求，從而避免發(fā)生直流連續(xù)換相失敗。

2） 直流換相失敗將導(dǎo)致直流傳輸系統(tǒng)有功功率跌落，交流傳輸系統(tǒng)出現(xiàn)過載現(xiàn)象，采用風(fēng)機主動加速及槳距角主動控制的方法，快速降低含高比例風(fēng)電送端電網(wǎng)的有功功率輸出，可減少換相失敗對交流傳輸系統(tǒng)暫態(tài)過程的功率沖擊，并保持交流傳輸系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)功率穩(wěn)定。

3） 為充分發(fā)揮送端電網(wǎng)風(fēng)電機組的調(diào)控潛力，本文提出SOM-MQE 風(fēng)電機組調(diào)控潛力評價方法，基于K-means 聚類算法的風(fēng)電機組工作狀態(tài)判別模型的輸出結(jié)果，結(jié)合SOM 網(wǎng)絡(luò)訓(xùn)練風(fēng)電機組運行歷史數(shù)據(jù)得到其運行狀態(tài)評價模型，精準(zhǔn)確定送端電網(wǎng)中調(diào)控潛力較強的風(fēng)電機組，使其參與交直流傳輸系統(tǒng)有功功率協(xié)調(diào)控制，可有效降低交流傳輸系統(tǒng)過載風(fēng)險。