基于分頻和自適應(yīng)死區(qū)控制的火電機(jī)組一次調(diào)頻策略

沈燁昱, 牛玉廣, 杜鳴*, 張國斌, 霍紅巖, 郭瑞君

(1.華北電力大學(xué)控制與計(jì)算機(jī)工程學(xué)院, 北京 102206;2.內(nèi)蒙古電力科學(xué)研究院, 呼和浩特 010020)

隨著經(jīng)濟(jì)社會(huì)的高速發(fā)展,用電峰谷差不斷加大,風(fēng)電和光伏等新能源的大規(guī)模并網(wǎng)給局部電網(wǎng)帶來了較大的負(fù)荷擾動(dòng),新能源自身存在的間歇性和不確定性使得電網(wǎng)運(yùn)行的頻率安全面臨更加嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)[1]。因此,在當(dāng)前的電力結(jié)構(gòu)下,需要更加深入的研究火電機(jī)組的調(diào)峰調(diào)頻,不斷提高調(diào)峰機(jī)組的一次調(diào)頻能力,進(jìn)而提高電網(wǎng)抵抗外界擾動(dòng)的能力,增強(qiáng)運(yùn)行穩(wěn)定性,便于平穩(wěn)運(yùn)行到新的能源結(jié)構(gòu)[2]。

一次調(diào)頻是指并網(wǎng)運(yùn)行機(jī)組通過其調(diào)節(jié)系統(tǒng)感知電網(wǎng)頻率的變動(dòng),調(diào)整其所帶負(fù)荷,使之與外界負(fù)荷相平衡,減小電網(wǎng)頻率變化的過程[3]。目前所運(yùn)用的火電機(jī)組一次調(diào)頻方法通常是計(jì)算電網(wǎng)實(shí)時(shí)頻率與標(biāo)準(zhǔn)頻率的頻率差值,然后根據(jù)頻率差值、火電機(jī)組中汽輪機(jī)的調(diào)節(jié)閥特性以及汽輪機(jī)轉(zhuǎn)速不等率進(jìn)行調(diào)節(jié)閥開度的調(diào)整,從而使電網(wǎng)運(yùn)行的實(shí)時(shí)頻率趨近標(biāo)準(zhǔn)頻率,使電網(wǎng)處于安全的運(yùn)行狀態(tài)[4]。然而,由于汽輪機(jī)調(diào)節(jié)閥開度的隨機(jī)性和汽輪機(jī)流量特性的非線性,在不同頻率差值下,汽輪機(jī)的局部轉(zhuǎn)速不等率與預(yù)設(shè)值將產(chǎn)生偏差,當(dāng)頻率差值越大局部轉(zhuǎn)速不等率的偏差也將變大,因此在大頻率差值條件下,一次調(diào)頻效果變差,使電網(wǎng)的運(yùn)行仍處于不安全的狀態(tài)之中[5]。通過深度挖掘火電機(jī)組調(diào)頻能力,將有助于電力系統(tǒng)頻率的調(diào)節(jié),提升電力系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性[6]。

為了提高系統(tǒng)在多頻段的頻率調(diào)節(jié)能力,文獻(xiàn)[7]提出了一種在并網(wǎng)運(yùn)行機(jī)組側(cè)增加一次調(diào)頻動(dòng)作判斷和響應(yīng)指數(shù)在線估算等功能的方法,但未對一次調(diào)頻效果進(jìn)行分析。文獻(xiàn)[8]對頻率信號采用簡單的一階慣性濾波器進(jìn)行分頻濾波。該分頻濾波器的實(shí)時(shí)性較好,但濾波效果較差。文獻(xiàn)[9]采用基于低通濾波器的分頻器進(jìn)行分頻,但分頻效果一般。文獻(xiàn)[10]針對儲(chǔ)能參與一次調(diào)頻進(jìn)行了分析,但未挖掘現(xiàn)有火電機(jī)組潛力。文獻(xiàn)[11]采用小波分頻的濾波算法,存在濾波延時(shí)較長等問題。文獻(xiàn)[12]提出了一種針對風(fēng)電的系統(tǒng)調(diào)頻方案,但對火電機(jī)組效果有限。如何兼顧分頻濾波的快速性、準(zhǔn)確性和自適應(yīng)性,現(xiàn)有研究尚無定論。針對上述問題,提出一種考慮負(fù)荷波動(dòng)特性基于分頻思想和自適應(yīng)死區(qū)控制的火電一次調(diào)頻控制策略。該方法通過將原一次調(diào)頻負(fù)反饋通道的頻率信號通過濾波器分解為高低兩個(gè)頻段,對不同頻段合理的設(shè)置死區(qū)環(huán)節(jié)及調(diào)差系數(shù),在高頻通道引入PD控制器進(jìn)行超前調(diào)節(jié),從而可以有效降低負(fù)荷波動(dòng)對系統(tǒng)頻率的影響,在不破壞機(jī)組穩(wěn)定性的情況下提高了全頻段的一次調(diào)頻能力,使火電機(jī)組的調(diào)頻潛力得到了進(jìn)一步的發(fā)掘。

1 調(diào)頻死區(qū)分析

在火電機(jī)組一次調(diào)頻中,調(diào)頻死區(qū)設(shè)置的范圍直接影響著火電機(jī)組調(diào)頻系統(tǒng)能否正常工作,具體是體現(xiàn)在調(diào)頻系統(tǒng)的響應(yīng)時(shí)間及響應(yīng)強(qiáng)度,其在整個(gè)調(diào)頻流程中扮演著至關(guān)重要的角色[13]。在調(diào)頻死區(qū)范圍設(shè)置較大時(shí),調(diào)頻系統(tǒng)傳輸?shù)男盘栴l率缺失較大,降低傳輸信號的強(qiáng)度,會(huì)導(dǎo)致驅(qū)動(dòng)裝置調(diào)速器無法按照反饋信號進(jìn)行動(dòng)作,危急情況下更容易導(dǎo)致重大事故的發(fā)生。當(dāng)調(diào)頻死區(qū)的范圍調(diào)至過小時(shí),系統(tǒng)中頻率波動(dòng)范圍較小也會(huì)啟動(dòng)汽輪機(jī)調(diào)速器,實(shí)際中由于汽輪機(jī)在時(shí)刻變動(dòng),其頻率也隨之改變,進(jìn)一步導(dǎo)致整個(gè)調(diào)頻系統(tǒng)會(huì)被頻繁啟動(dòng),從而降低了整個(gè)調(diào)頻系統(tǒng)的使用壽命及運(yùn)行可靠性。

設(shè)置死區(qū)的目的主要是為了保護(hù)整個(gè)調(diào)頻系統(tǒng)的正常穩(wěn)定運(yùn)行,通過人為設(shè)置一定的裕度,既能減少調(diào)頻系統(tǒng)動(dòng)作的頻次,提高使用壽命,又能保證調(diào)頻系統(tǒng)能夠及時(shí)動(dòng)作響應(yīng)[14]。從結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)置來看,頻率死區(qū)范圍主要分為兩個(gè)部分,一個(gè)是系統(tǒng)本身根據(jù)運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)設(shè)置的固有頻率,另外一個(gè)是根據(jù)客戶需求自行設(shè)置的人工頻率。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中:fc為電網(wǎng)中心頻率;f2和f3分別為固有頻率死區(qū)的上下限;f1和f4分別為人工頻率死區(qū)的上下限;ep為火電機(jī)組的調(diào)差系數(shù),該參數(shù)數(shù)值設(shè)置的大小主要與系統(tǒng)的負(fù)荷調(diào)節(jié)能力有關(guān),也就是當(dāng)系統(tǒng)頻率發(fā)生變化時(shí),系統(tǒng)負(fù)荷調(diào)節(jié)能力也會(huì)發(fā)生變化;Pgen為機(jī)組輸出功率;Pc為頻差在死區(qū)范圍內(nèi)時(shí)機(jī)組的輸出功率;f為電網(wǎng)頻率。

ep為圖1的斜率,ep參數(shù)越低表明整個(gè)電網(wǎng)系統(tǒng)的調(diào)頻性能越優(yōu)異,反之亦然,但將ep數(shù)值設(shè)置較低時(shí)增加對頻率波動(dòng)的敏感性,將會(huì)降低整個(gè)系統(tǒng)運(yùn)行的可靠性,從圖1與式(4)可以看出,調(diào)頻動(dòng)作的起點(diǎn)及終點(diǎn),自己整個(gè)系統(tǒng)的調(diào)頻深度。電網(wǎng)系統(tǒng)運(yùn)行的頻率波動(dòng)較小,處于調(diào)頻的死區(qū)范圍內(nèi)時(shí),調(diào)頻系統(tǒng)不再工作,即火電機(jī)組輸出功率不會(huì)隨頻率變動(dòng)而波動(dòng),進(jìn)而提高火電機(jī)組運(yùn)行的穩(wěn)定性。

圖1 火電機(jī)組輸出功率與電網(wǎng)頻率關(guān)系曲線Fig.1 Relation curve between output power of thermal power unit and grid frequency

調(diào)頻死區(qū)范圍設(shè)定較小時(shí),當(dāng)電網(wǎng)系統(tǒng)頻率出現(xiàn)微小變動(dòng),調(diào)頻系統(tǒng)動(dòng)作,進(jìn)而增加了連接的發(fā)電機(jī)組的動(dòng)作頻次,大大降低發(fā)電系統(tǒng)的平衡性,影響運(yùn)行壽命;當(dāng)調(diào)頻死區(qū)范圍設(shè)定較大時(shí),電網(wǎng)系統(tǒng)頻率出現(xiàn)較大的波動(dòng),調(diào)頻反饋的信號強(qiáng)度不夠,降低了調(diào)速器的出力,使得同步發(fā)電機(jī)無法有效的跟隨系統(tǒng)頻率變動(dòng)而動(dòng)作,也就無法實(shí)現(xiàn)正常調(diào)節(jié)的功能。

圖2中設(shè)置方式對頻率的精度要求不高,中國大部分地區(qū)電力系統(tǒng)采用該形式對死區(qū)進(jìn)行設(shè)置,針對低頻環(huán)節(jié),采用常規(guī)死區(qū)進(jìn)行控制;針對高頻環(huán)節(jié),適當(dāng)減小死區(qū)值,濾除一部分高頻波動(dòng)。

圖2 常見的火電機(jī)組參與一次調(diào)頻死區(qū)設(shè)置方式Fig.2 Common setting mode of primary frequency regulation dead band for thermal power units

2 基于分頻和自適應(yīng)死區(qū)的一次調(diào)頻控制方法

如圖3所示,一次調(diào)頻控制方法將負(fù)反饋通道的頻率信號Δf通過分頻器分解為高、低2個(gè)信號Δf1、Δf2。對于低頻信號Δf1,在低頻通道內(nèi)加上死區(qū)環(huán)節(jié)C1,調(diào)差系數(shù)R1設(shè)為0.05;對于高頻信號Δf2,在高頻通道內(nèi)引入PD(proportional derivative)控制器進(jìn)行超前調(diào)節(jié)。

圖3 基于分頻和自適應(yīng)死區(qū)的一次調(diào)頻控制方法Fig.3 Primary frequency modulation control method based on VMD frequency division and dead zone control

所提控制方法的流程如下。

步驟1采集調(diào)頻周期內(nèi)的一次調(diào)頻指令與火電機(jī)組實(shí)時(shí)出力統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)確定轉(zhuǎn)差信號;采集系統(tǒng)頻率與機(jī)組轉(zhuǎn)速頻率,計(jì)算兩者之間差值得到轉(zhuǎn)差信號Δf。

步驟2采用分頻環(huán)節(jié)對經(jīng)過低通濾波器后的轉(zhuǎn)差信號進(jìn)行分解,分解成高、低2個(gè)頻段。

步驟3對分離出的轉(zhuǎn)差進(jìn)行處理,轉(zhuǎn)差處于高頻段時(shí),進(jìn)行高頻控制;高頻控制部分加入比例微分控制器進(jìn)行超前調(diào)節(jié),以保證機(jī)組及時(shí)響應(yīng);

步驟4對分離出的轉(zhuǎn)差進(jìn)行處理,轉(zhuǎn)差處于低頻段時(shí),進(jìn)行低頻控制。低頻控制部分由死區(qū)環(huán)節(jié)和轉(zhuǎn)速不等率控制環(huán)節(jié)組成,在此部分中死區(qū)參數(shù)較大,轉(zhuǎn)速不等率參數(shù)較大,以保證調(diào)節(jié)后機(jī)組趨于穩(wěn)定。如圖4中低頻死區(qū)環(huán)節(jié),低頻控制環(huán)節(jié)的死區(qū)為C1,C1參數(shù)可選擇為2 r/min;低頻控制環(huán)節(jié)中的轉(zhuǎn)速不等率為R1,R1參數(shù)可選擇為5%。

圖4 基于分頻和自適應(yīng)死區(qū)的一次調(diào)頻控制方法流程圖Fig.4 Flow chart of primary frequency modulation control method based on frequency division and adaptive dead zone

具體流程圖如圖4所示。

3 一次調(diào)頻控制系統(tǒng)模型和鍋爐模型

為了研究引入分頻和自適應(yīng)死區(qū)情況下的電力系統(tǒng)頻率控制,建立圖5所示的兩區(qū)域火電一次調(diào)頻控制模型。

δ1和δ2為轉(zhuǎn)速不等率;Ts1和Ts2為油動(dòng)機(jī)的時(shí)間常數(shù);To1和To2為容積方程時(shí)間常數(shù);Ta1和Ta2為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子時(shí)間常數(shù);β1和β2為自平衡系數(shù);Pm1和Pm2為汽輪機(jī)輸出功率;PL1、PL2和Pt12為負(fù)荷擾動(dòng);系統(tǒng)的頻率偏差Δf1和Δf2反映了系統(tǒng)內(nèi)的負(fù)荷以及電源功率的隨機(jī)波動(dòng);s為拉普變換后的形式;T12為兩區(qū)域聯(lián)絡(luò)線時(shí)間常數(shù)圖5 兩區(qū)域火電一次調(diào)頻控制模型Fig.5 Primary frequency modulation control model of two-region thermal power plant

ΔPL(s)為負(fù)荷擾動(dòng);Ts為油動(dòng)機(jī)方程時(shí)間常數(shù);Tos為容積方程時(shí)間常數(shù);Ta為轉(zhuǎn)自方程時(shí)間常數(shù)圖6 引入動(dòng)態(tài)一次調(diào)頻控制策略系統(tǒng)模型Fig.6 System model with dynamic primary frequency modulation control strategy

系統(tǒng)的頻率偏差經(jīng)分頻器分解為高頻分量和低頻分量,其中一階低通濾波器和一階高通濾波器的車傳遞函數(shù)分別為

(5)

(6)

將頻率偏差Δf代入式(5)、式(6)可得

(7)

(8)

式中:T1為低通濾波器時(shí)間常數(shù);T2為高通濾波器時(shí)間常數(shù);Δf1為頻率偏差中的低頻分量;Δf2為頻率偏差的高頻分量。

圖6為引入所提動(dòng)態(tài)一次調(diào)頻控制策略的一次調(diào)頻控制系統(tǒng)模型。

此外,還對常規(guī)一次調(diào)頻模型進(jìn)行了改進(jìn),在對火電機(jī)組進(jìn)行建模時(shí)加入了機(jī)組動(dòng)態(tài)特性對鍋爐蓄能的影響,在實(shí)際生產(chǎn)過程中,不同動(dòng)態(tài)工況下的火電機(jī)組主蒸汽壓力等狀態(tài)參數(shù)有很大差異,這些特征參數(shù)直接決定鍋爐的蓄能狀態(tài)[15],進(jìn)而決定進(jìn)入汽輪機(jī)的蒸汽參數(shù),因此應(yīng)將鍋爐模型加入到火電機(jī)組的一次調(diào)頻模型的建模中,以此來驗(yàn)證本文的調(diào)頻策略對鍋爐穩(wěn)定性影響不大。

鍋爐核心的狀態(tài)空間表達(dá)式為

(9)

式(9)中:Pb為汽包壓力,MPa;Dq為標(biāo)幺化的鍋爐有效吸熱量;Pt為主蒸汽壓力,MPa;Dt為主蒸汽流量,t/h;ut為閥門開度,%;

圖7為所建立的鍋爐動(dòng)態(tài)模型結(jié)構(gòu)。

Cb為汽包蓄熱系數(shù);Ct為主蒸汽管道的蓄熱系數(shù);K為汽包壓力、主蒸汽壓力之間的差值與蒸汽流量的平方的比例系數(shù)圖7 鍋爐動(dòng)態(tài)模型Fig.7 Boiler dynamic model

鍋爐工作運(yùn)行狀態(tài)是否異常的關(guān)鍵因素取決于鍋爐內(nèi)部蒸汽壓力是否穩(wěn)定,主蒸汽壓力也影響著與鍋爐相關(guān)的附屬設(shè)備運(yùn)行穩(wěn)定性,同時(shí)也能反映出來鍋爐燃燒中的能量轉(zhuǎn)換關(guān)系,在發(fā)電機(jī)組中,控制鍋爐內(nèi)部蒸汽壓力與控制汽輪機(jī)的負(fù)載二者相互影響、相互關(guān)聯(lián)[16]。因此,將研究主蒸汽壓力的變化情況來判斷一次調(diào)頻策略是否破壞了機(jī)組穩(wěn)定性。

4 算例分析

為驗(yàn)證所提出的分頻加自適應(yīng)死區(qū)調(diào)頻策略的效果,在仿真軟件中搭建仿真系統(tǒng)。其中,火電站的裝機(jī)容量為250 MW,負(fù)荷突變50 MW,仿真系統(tǒng)的初始頻率f=50 Hz,設(shè)置3種對比方案比較所提出的一次調(diào)頻控制方法的有效性,具體對比方案如表1所示。

表1 3種方案情況Table 1 Comparison of the three cases

圖8～圖11為在0 s時(shí)突然減小和增大負(fù)荷的頻率偏差對比結(jié)果、主蒸汽壓力變化,以及上述3種調(diào)頻方式的系統(tǒng)頻率變化的比較。可以看出,采用分頻加死區(qū)和PD控制策略的系統(tǒng)頻率從幅值和恢復(fù)時(shí)間上都有了明顯的改善,系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性有明顯提高。負(fù)荷突減時(shí)系統(tǒng)頻率最低值由49.268 5 Hz提升到49.442 5 Hz,且波動(dòng)方差最大值由0.003 7 p.u.降低到0.001 5 p.u.;負(fù)荷突增時(shí)系統(tǒng)頻率最高值由50.731 4 Hz下降到50.557 4 Hz,且波動(dòng)方差最大值由0.006 p.u.降低到0.001 5 p.u.;當(dāng)負(fù)荷突增或突然減時(shí),改進(jìn)方案與不考慮分頻方案相比主蒸汽壓力的調(diào)節(jié)方式不被弱化,因此本文的調(diào)頻方法沒有破壞機(jī)組穩(wěn)定性。

圖8 負(fù)荷突減時(shí)頻率偏差對比Fig.8 Comparison of frequency deviation during sudden load reduction

圖9 負(fù)荷突減時(shí)主蒸汽壓力變化對比Fig.9 Comparison of main steam pressure change during sudden load reduction

圖10 負(fù)荷突增時(shí)頻率偏差對比Fig.10 Comparison of frequency deviation during sudden load increase

圖11 負(fù)荷突增時(shí)主蒸汽壓力變化對比Fig.11 Comparison of main steam pressure change during sudden load increase

圖12和圖13分別為負(fù)荷擾動(dòng)較小時(shí)以及負(fù)荷擾動(dòng)較大時(shí)的頻率偏差對比,可以看出,3種方式下,方案3的調(diào)頻方式均為最優(yōu),不僅頻率達(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間最短,調(diào)節(jié)速度快,而且系統(tǒng)最高頻率均比其他兩種方式低,明顯改善了系統(tǒng)抗干擾能力。

圖12 負(fù)荷擾動(dòng)較小時(shí)頻率偏差對比Fig.12 Comparison of frequency deviation when load disturbance is small

圖13 負(fù)荷擾動(dòng)較大時(shí)頻率偏差對比Fig.13 Comparison of frequency deviation when load disturbance is large

從圖14和圖15可以看出,當(dāng)負(fù)荷擾動(dòng)較大或負(fù)荷擾動(dòng)較小時(shí),改進(jìn)方案與不考慮分頻方案相比,主蒸汽壓力的調(diào)節(jié)方式?jīng)]有被弱化,因此沒有破壞機(jī)組穩(wěn)定性。

圖14 負(fù)荷擾動(dòng)較小時(shí)主蒸汽壓力變化對比Fig.14 Comparison of main steam pressure change when load disturbance is small

圖15 負(fù)荷擾動(dòng)較大時(shí)主蒸汽壓力變化對比Fig.15 Comparison of main steam pressure change large load disturbance

多種隨機(jī)負(fù)荷擾動(dòng)下的頻率波動(dòng)方差數(shù)據(jù)和主蒸汽壓力波動(dòng)方差數(shù)據(jù)分別如表2和表3所示。

表2 多種隨機(jī)負(fù)荷擾動(dòng)情況下的頻率偏差波動(dòng)方差數(shù)據(jù)Table 2 Frequency deviation fluctuation variance data under various random load disturbances

表3 多種連續(xù)變化負(fù)荷擾動(dòng)情況下的主蒸汽壓力波動(dòng)方差數(shù)據(jù)Table 3 Variance data of main steam pressure fluctuation under various continuous load disturbances

加入連續(xù)變化的負(fù)荷擾動(dòng),在0～6 000 s仿真時(shí)間內(nèi),對比常規(guī)一次調(diào)頻控制方法,系統(tǒng)頻率偏差曲線和主蒸汽壓力變化曲線如圖16和圖17所示。相比常規(guī)一次調(diào)頻控制方法,所提出的控制方法顯著改善了系統(tǒng)頻率偏差的波動(dòng)情況,頻率偏差的最大值由0.57 Hz減小到0.341 Hz,頻率偏差波動(dòng)的方差由3.89×10-2p.u.減小為1.90×10-2p.u.,系統(tǒng)的一次調(diào)頻能力得到了顯著提高。同時(shí),主蒸汽壓力的波動(dòng)方差由7.70×10-6p.u.減小到5.74×10-6p.u.,可以看出,相比于常規(guī)控制方式,所提出的控制方法使得主蒸汽壓力波動(dòng)更小,機(jī)組的穩(wěn)定性在一定程度上得到了提高。

圖16 負(fù)荷連續(xù)擾動(dòng)時(shí)的調(diào)頻效果對比Fig.16 Comparison of frequency modulation effect under continuous load disturbance

圖17 負(fù)荷連續(xù)擾動(dòng)時(shí)主蒸汽壓力變化對比Fig.17 Comparison of main steam pressure change under continuous load disturbance

5 結(jié)論

為了挖掘火電機(jī)組的一次調(diào)頻能力,所提出一種火電機(jī)組基于分頻和自適應(yīng)死區(qū)控制一次調(diào)頻控制方法。該方法將原一次調(diào)頻負(fù)反饋通道的頻率信號通過分頻器分解成2個(gè)頻段的信號,在不同頻段信號內(nèi)設(shè)置合理的死區(qū)環(huán)節(jié)、調(diào)差系數(shù)以及加入PD控制器超前調(diào)節(jié),從而提高機(jī)組的一次調(diào)頻能力和機(jī)組穩(wěn)定性。根據(jù)電網(wǎng)調(diào)頻模型的仿真結(jié)果,得出如下結(jié)論。

(1)本文控制方法可以改善系統(tǒng)頻率偏差波動(dòng),提高機(jī)組的調(diào)頻能力;可以改善系統(tǒng)的頻率概率分布。

(2)本文控制方法可以靈活應(yīng)對各種場景下的負(fù)荷功率波動(dòng)情況,通過分頻控制,挖掘機(jī)組的調(diào)頻潛力。

(3)通過引入鍋爐的協(xié)調(diào)控制模型,對比分頻前后主蒸汽壓力的變化,證明該調(diào)頻策略在加強(qiáng)機(jī)組一次調(diào)頻能力的同時(shí),也能在一定程度上提高機(jī)組的穩(wěn)定性。