含海上風電場的VSC-MTDC系統參與電網調頻的順序控制方法

于國星，宋蕙慧，馬廣富，曲延濱

（1. 哈爾濱工業大學（威海）新能源學院，山東省威海市264200；2. 哈爾濱工業大學航天學院，黑龍江省哈爾濱市150001）

0 引言

基于電壓源換流器的高壓直流（voltage source converter based high voltage direct current，VSCHVDC）輸電技術由于具有低損耗、黑啟動、故障隔離、運行控制靈活等優勢而成為遠距離、大容量海上風電傳輸問題的有效解決方案［1-3］。隨著海上風電場的不斷建設和發展，傳統的點對點高壓直流雙端拓撲已難以滿足多風電場并網需求，由此基于電壓源換流器的多端直流（voltage source converter based multi-terminal HVDC，VSC-MTDC）輸電技術應運而生。VSC-MTDC 能夠連接更多的海上風電場和陸上電網，實現多電源供電和多落點受電，具有更好的靈活性和經濟性［3-5］。然而，傳統控制（如主 從 控 制［6-7］、直 流 電 壓 下 垂 控 制［7-9］）下 的VSCMTDC 系統會解耦所連接的交流電網，使海上風電場無法向陸上電網提供慣性和頻率支持，陸上異步交流電網間也缺乏頻率支援能力，當電網發生擾動時，會造成較大的頻率偏移，從而降低系統的頻率穩定性。

目前，已有眾多學者針對含海上風電場的VSC-MTDC 系統的頻率支撐能力開展研究。文獻［10-11］提出通過電壓源換流器（voltage source converter，VSC）間的通信鏈路來交換頻率信息的頻率耦合控制方法，但該控制一方面會增加通信成本，另一方面，海上風電遠距離輸電使通信延時不可忽略，延時時間會降低系統運行的穩定性［12］。為避免通信鏈路的影響，文獻［13-17］提出場網VSC 聯合控制的頻率下垂控制方法，該控制利用直流電壓作為中間變量來傳輸頻率信息，使海上風電場和陸上異步交流電網間恢復頻率耦合關系。為進一步提高頻率響應能力，文獻［18］研究了頻率下垂控制中控制參數的設計方法，并提出一種用于VSC-MTDC系統的附加頻率自適應下垂控制。文獻［19-20］分析了直流電壓、電流和交流電網頻率之間的關系，提出一種非線性自適應頻率控制策略，實現了陸上交流電網間的頻率支撐。文獻［21］通過改變頻率下垂控制器中電壓和功率之間的關系，解決了風機慣性恢復過程中造成的二次頻率跌落問題。文獻［22-23］還研究了MTDC 系統的二次頻率控制方法，利用VSC 間的一致性協作，消除了下垂控制下的穩態頻率偏差。

上述研究都提高了VSC-MTDC 系統的頻率支持能力，但存在一個共同的問題：當頻率擾動發生時，系統中所有的VSC 會同時參與頻率調節，即使陸上電網的頻率擾動非常小，在場側VSC 的作用下，海上風電場中的風機也會偏離其正常運行時的最大功率點跟蹤（maximum power point tracking，MPPT）狀態來參與頻率支持。由于陸上交流電網的隨機小擾動非常頻繁，導致風機難以工作在MPPT 狀態，從而使風能捕獲效率顯著下降。

為此，本文提出一種用于含海上風電場的VSC-MTDC 系統的順序控制方法，該方法可通過直流電壓和頻率閾值的判斷，分3 個階段逐次啟動系統中的調頻設備，僅當擾動較大使得直流電壓超過閾值時，風機才參與到陸上電網頻率調節中，因此，該方法可顯著降低頻率調節對風機運行狀態的影響。本文通過DIgSILENT/PowerFactory 搭建了一個含海上風電場的四端VSC-MTDC 系統，并驗證了所提策略的有效性。

1 系統結構

含海上風電場的VSC-MTDC 系統結構如圖1所示，圖中：Vw和Vg分別表示風電場側VSC（wind farm side VSC，WFVSC）和電網側VSC（grid side VSC，GSVSC）處的直流電壓；Pw表示WFVSC 的輸出功率；Pg表示GSVSC 向電網注入的有功功率。該系統由海上風電場、WFVSC、多端直流輸電網、GSVSC 和陸上交流電網這5 個部分組成，其中WFVSC 工作于整流模式，GSVSC 工作于逆變模式。海上風電場發出的電能通過WFVSC 匯入直流輸電網，直流輸電網再將功率分配到各GSVSC，最終，風電功率被輸送到不同區域的陸上交流電網中。

圖1 含海上風電場的VSC-MTDC 系統結構Fig.1 Structure of VSC-MTDC system with offshore wind farms

2 傳統“同時”頻率控制

VSC-MTDC 系 統 的“ 同 時”頻 率 控 制 由GSVSC 控制和WFVSC 控制聯合實現，其控制結構如附錄A 圖A1 所示。其中，GSVSC 的頻率控制為：

WFVSC 的頻率控制為：

在GSVSC 和WFVSC 的聯合控制下，當圖1 中陸上電網1 發生頻率擾動時，式（1）會將陸上電網1的頻率變化反映到直流電壓上。受直流電壓的影響，一方面，GSVSC2 在式（1）控制下會改變注入陸上電網2 的功率，改變的功率被用于參與陸上電網1的頻率調節；另一方面，在式（2）控制下，WFVSC1和WFVSC2 根據直流電壓變化調整風電場頻率，使海上風電場頻率偏離額定值，進而使風機參與陸上電網1 的頻率支持。這樣，以直流電壓為中間變量，VSC 互聯交流區域間的頻率耦合關系得以構建，共同參與頻率調節使交流電網的頻率穩定性得到提升。然而，在整個頻率調節過程中，受直流電壓影響，所有GSVSC 和WFVSC 的頻率控制器是同時啟動的。因此，只要陸上電網發生頻率擾動，即使擾動非常小，海上風電場中的風機也會參與到電網頻率調節中，若陸上電網擾動十分頻繁，風機將難以正常工作在MPPT 狀態。

3 順序頻率控制方法

3.1 控制方案

為解決VSC“同時”控制引發的問題，本文提出一種順序控制策略，該策略的基本思想是根據擾動等級順序啟動VSC，從而順序激活系統中的調頻備用來實現頻率支持，具體方案如圖2 所示。

圖2 順序控制方案Fig.2 Sequence control scheme

在圖2 中，所研究系統的調頻備用包括發生擾動的陸上電網內部的調頻備用容量（備用1）、其他陸上電網的調頻備用容量（備用2）和海上風電場所能提供的調頻備用容量（備用3）。

該方案具體分為如下3 個階段實現。

階段1：當頻率擾動較小時，頻率控制僅基于發生擾動的陸上電網電源實現，GSVSC 和WFVSC 的頻率控制器都不啟動。在該階段中，備用1 已足夠調節頻繁的小擾動，無須其他備用再參與頻率支持，這就實現了擾動電網和其他電網及海上風電場之間的隔離，避免了頻繁的小擾動對風電場和其他電網的影響。

階段2：當擾動較大并使頻率偏差超過GSVSC的頻率閾值時，GSVSC 的頻率控制器將啟動參與頻率調節，通過利用直流電壓作為中間變量，可以構建GSVSC 連接的異步交流電網間的頻率耦合關系，從而激活備用2，使其他陸上電網參與頻率支持。在該階段中，通過陸上電網間的相互支援，頻率波動可以得到有效抑制。

階段3：階段3 的控制將根據擾動類型分別實施，對于過頻率擾動，若擾動等級進一步增大，在GSVSC 的作用下直流電壓偏差也會進一步增大，若直流電壓超過WFVSC 的電壓閾值，WFVSC 的頻率控制器將啟動，此時，除了備用1 和備用2 外，備用3 也被激活并參與到頻率支持中。對于欠頻率擾動，考慮到工作在MPPT 狀態的風機不具有欠頻率備用，因此WFVSC 不參與欠頻率控制，大型欠頻率擾動仍基于備用1 和備用2 進行調節。

上述順序控制方案具有如下特點：

1）VSC 順序啟動，調頻備用順序激活。只有進入階段3 后，海上風電場中的風機才參與頻率支持，這就有效避免了頻繁的小擾動對風機運行狀態的影響。

2）以直流電壓為中間變量來構建各異步交流區域間的頻率耦合關系，繼承了傳統“同時”控制無需通信的特點。

3）考慮到可用備用的儲量差異，過頻率和欠頻率控制被分別設計。

3.2 控制策略

順序控制分為3 個階段實現，在階段1 中，只有陸上電網電源參與頻率調節，其初級控制滿足［24］：

若擾動進一步增大，則進入階段2，此時，GSVSC 會參與到頻率控制中，它的頻率控制可以通過在式（4）的基礎上增加頻率環實現，而控制器的啟動則依賴于頻率閾值的設計。GSVSC 的過頻率控制為：

其功率-頻率特性曲線如附錄A 圖A2 所示。與“同時”控制相比，控制方式由線性控制轉變為分段控制。

若擾動進一步增大，則進入階段3。在階段3中，欠頻率擾動下WFVSC 不參與頻率調節，其頻率維持為額定值，即=f0。過頻率擾動下，WFVSC的頻率控制器啟動并滿足：

WFVSC 的頻率-電壓特性曲線如附錄A 圖A3所示，它也采用分段控制方式。

風機根據內部頻率調整功率輸出，其頻率控制通常被設計為［25］：

順序控制下VSC 頻率控制器的整體結構如圖3所示，圖中Δfg對應于式（9）中的頻率控制環節。VSC 控制器內環采用dq 坐標系下的電流反饋控制，這在文獻［25-27］中已有詳細介紹，本文不再說明。在外環順序控制下，通過頻率和直流電壓閾值的設計，改變了VSC 的運行特性，從而實現了GSVSC 和WFVSC 頻率控制器的順序啟動。

圖3 順序控制結構Fig.3 Sequence control structure

3.3 閾值設計

閾值與額定值之間的偏差過大，會造成VSC 頻率控制器難以啟動，不利于大型擾動的共享和抑制。而閾值與額定值之間的偏差過小，極端情況下等于0 時，順序控制轉變為“同時”控制，不利于風機的正常工作。為避免閾值過大或過小造成的影響，提高調頻備用的共享性能和利用效率，根據各階段備用的利用情況設計閾值參數，當對應階段的備用利用率達到80%時，進入下一階段。在所研究系統中，過頻率備用為：

為保證頻率偏差的共享性，當過頻率備用1 達到其總量的80%時，過頻率閾值應滿足：

這樣設計的優勢在于：①可實現調頻備用在頻率變化范圍內的充分利用；②可實現頻率擾動的公平分配，相同的調頻備用，無論該備用源于備用1、備用2 還是備用3，都具有相同的頻率調節能力；③備用的順序激活遵循了80%原則，當備用1 的利用達到80%時才激活備用2，備用2 利用達到80%時才激活備用3，這提升了前級備用（備用1 稱為備用2 的前級備用）的利用效率，降低了對后級備用的依賴。

進入階段2 后，備用2 被激活，當其利用率達到80%時，基于上述原則可知，陸上電網i 中的過頻率滿足：

將式（16）代入式（9）中，可以求得直流電壓閾值近似滿足：

系統的欠頻率備用為：

由此，實現了所有閾值參數的設計。

3.4 阻抗影響分析

線路阻抗會造成直流電壓降，導致各VSC 處的直流電壓出現差異。對于GSVSC，其功率-直流電壓滿足：

參考功率P*v，i和直流電壓間為線性關系，與無阻抗的理想狀態相比，線路阻抗的存在只會導致運行點在特性曲線上稍有偏移，這一影響也存在于傳統“同時”控制中。在線性關系下，阻抗不會影響GSVSC 頻率控制器的正常啟動，也不會改變它的啟動順序，一旦直流電壓出現變化，GSVSC 將同時參與到頻率調節中。

對于WFVSC，由功率流向可知其直流電壓大于網側，在附錄A 圖A3 特性曲線中，若網側電壓小于等于額定值，無阻抗的理想狀態下，WFVSC 側直流電壓與網側一致，也滿足Vw，i≤V0，如附錄A 圖A3 中A 點所示。然而由于直流電壓降的存在，它實際上可能運行于B 點，這就導致WFVSC 頻率控制器的誤觸發，同時也破壞了VSC 的啟動順序。為分析阻抗對WFVSC 的影響，以GSVSC1 處的直流電壓為參考，設定WFVSCi 與GSVSC1 間的直流電壓降為ΔVi(ΔVi>0)，基于式（9）可以求得WFVSCi處直流電壓為：

若式（23）成立，則線路阻抗造成的直流電壓降不會影響順序控制下WFVSC 的正常工作。

4 算例分析

為驗證所提策略的有效性，在DIgSILENT/PowerFactory 仿真環境下搭建含海上風電場的四端VSC-MTDC 系統如附錄A 圖A4 所示，該系統包含2 個海上風電場和2 個陸上電網，海上風電場1 和海上風電場2 分別由50 臺和48 臺風機組成（風機單機容量為5 MV ?A），輸電電纜采用500 mm2XLPECu 電纜［28］，詳細的風電場結構和風機參數見文獻［29］。陸上電網均建模為WSCC-9 節點配電網絡［11］，2 個GSVSC 的注入功率比例設置為1∶1，控制參數均采用標幺值計算得到，詳細的系統和控制參數見附錄A 表A1。

4.1 過頻率擾動

分別令陸上電網1 中的負荷總量在10 s 時突減10%、25%、40%來模擬不同等級的過頻率擾動，得到“同時”控制和順序控制的仿真結果如附錄A 圖A5—圖A7 所示。

在 附 錄A 圖A5 中，“同 時”控 制 下，GSVSC1 的頻率控制器在10 s 時啟動參與頻率調節，它造成直流電壓增大至1.018 p.u.（見圖A5（g）），GSVSC2 和WFVSC1/WFVSC2 根據電壓變化同時啟動頻率控制。在GSVSC2 的作用下，陸上電網2 的注入功率增大至255 MW（見圖A5（e）），這造成陸上電網2頻率上升（見圖A5（c））。同時，在WFVSC 的作用下，海上風電場頻率增大至50.04 Hz（見圖A5（d）），為調節頻率，風機將部分能量轉化為轉子動能來減小功率輸出，這導致風機轉子轉速略高于MPPT 算法確定的最佳轉速（見圖A5（h）），使海上風電場輸出功率下降（見圖A5（f））。

在順序控制下，10%的負荷突減造成陸上電網1 的頻率上升至50.06 Hz，VSC 不參與頻率控制。該階段的頻率調節僅由電網1 內部的電源實現，陸上電網2 和海上風電場仍工作于額定狀態，風機轉速為MPPT 轉速，海上風電場輸出功率略高于“同時”控制。盡管單一備用的調節使順序控制的頻率偏差比“同時”控制略高，但穩態偏差仍小于0.09 Hz，基于陸上電網1 自身調節已完全實現了該小型過頻率擾動的有效抑制。與“同時”控制相比，順序控制下海上風電場和陸上電網2 不參與頻率調節，這使它們的穩定運行狀態得到了保證，并且，順序控制下海上風電場輸出了更多的電能。

附錄A 圖A6 中“同時”控制策略與圖A5 中的效果基本相同，只是擾動的進一步增大使各參數進一步偏離額定值。而在順序控制下，11 s 時陸上電網1 的頻率達到了50.09 Hz 的過頻率閾值，此時GSVSC1 的過頻率控制器被啟動。在該控制器作用下，直流電壓上升至1.018 p.u.，根據電壓偏差，GSVSC2 和陸上電網2 參與頻率調節，GSVSC2 的輸出功率增大至280 MW，使電網2 的頻率偏差增大 至50.07 Hz，電 網2 中 的SG1 減 小8 MW 功 率來參與陸上電網1 的過頻率調節。對于WFVSC，由于直流電壓小于1.06 p.u.的閾值，因此WFVSC的頻率控制器不啟動，海上風電場不參與頻率支持，風機仍運行在MPPT 速度。與“同時”控制相比，順序控制能夠使風電場1 多輸出10 MW 的功率。

在附錄A 圖A7 中，40%的負荷突減造成了更大的過頻率偏差，“同時”控制下，系統中所有VSC的頻率控制器在10 s 時啟動參與頻率調節。而順序控制下，10 s 時僅陸上電網1 內的電源啟動，10.5 s時，陸 上 電 網1 頻 率 達 到50.09 Hz，GSVSC1 啟 動，11 s 時直流電壓達到WFVSC 的1.06 p.u.的電壓閾值，WFVSC 啟動。盡管VSC 是順序啟動的，但與“同時”控制相似的是，順序控制下系統中的所有VSC 也都參與到了陸上電網1 的頻率調節中，2 種策略下陸上電網1 的穩態頻率偏差都為0.18 Hz 左右，它們對電網的頻率支持效果基本相同（見圖A7（c）），這表明順序控制在應對大型過頻率擾動時也同樣有效。

4.2 欠頻率擾動

為驗證所提策略的欠頻率控制能力，分別令陸上電網1 中的負荷總量在10 s 時突增10%和35%來模擬不同等級的欠頻率擾動，得到“同時”控制和順序控制的仿真結果如附錄A 圖A8—圖A9 所示。

在附錄A 圖A8 中，“同時”控制仍然以直流電壓為中間變量，在10 s 時同時啟動系統中的VSC。該控制下直流電壓跌落為0.98 p.u.，這使得GSVSC2 減小25 MW 的功率來參與陸上電網1 的頻率調節，同時，WFVSC 調節海上風電場頻率至49.97 Hz 來響應直流電壓變化。由于工作于MPPT算法下的風機缺乏欠頻率備用，因此，海上風電場只能在10～20 s 間提供短暫的慣性支持，慣性調節造成風機轉速偏離其MPPT 速度，使捕獲的風能低于最大功率跟蹤點。

相比之下，順序控制下，10%負荷突增造成的擾動僅通過陸上電網1 已能夠實現有效調節，在陸上電網1 內SG 的作用下，其頻率跌落至49.94 Hz（見附錄A 圖A8（c）），高于49.1 Hz 的欠頻率閾值，因此海上風電場和陸上電網2 不參與頻率支持，直流電壓以及風電場和電網頻率仍運行于額定狀態，風機也維持其MPPT 速度（見附錄A 圖A8（c）至（h））。與“同時”控制相比，順序控制有效提高了海上風電場和陸上電網2 的穩定運行能力。

在附錄A 圖A9 中，“同時”控制下，VSC 頻率控制器仍是在10 s 時同時啟動。而順序控制在11 s 時才啟動GSVSC1，這導致直流電壓跌落至0.95 p.u.，以直流電壓為中間變量，GSVSC2 減小110 MW 的功率注入，從而使得電網2 中出現了0.04 Hz 的頻率偏差。整個調節過程中WFVSC 都工作于恒頻率模式，海上風電場中的風機也運行于額定狀態，其風能捕獲能力得到了保證。圖A9 中，順序控制和“同時”控制下陸上電網的頻率偏差基本相同，因此，順序控制也可以保證大型欠頻率擾動下的頻率調節能力。

4.3 隨機頻率擾動

隨機負荷變化下，“同時”控制和順序控制的仿真結果如圖4 所示。

圖4 隨機頻率擾動下的仿真結果Fig.4 Simulation result with random frequency disturbance

由圖4（c）可以看出，2 種策略都可以將頻率偏差抑制在合理范圍內，并且可以獲得相似的頻率調節效果。然而，同時控制使直流電壓頻繁偏離額定狀態（見圖4（g）），造成GSVSC2 的注入功率頻繁變化。為抑制頻率波動，陸上電網1 和陸上電網2 內的SG 也需要頻繁改變輸出功率（見圖4（b））。此外，受直流電壓的影響，10～120 s 間海上風電場頻率都偏離其額定值，風機轉速在該段時間內無法運行于MPPT 速度（見圖4（h））。與“同時”控制相比，順序控制在隨機頻率擾動下的優勢表現得更加突出，特別是在圖4（h）中，順序控制下，風機僅80～100 s 之間偏離了MPPT 速度，其他時間都運行于MPPT 狀態，其穩定運行能力遠超“同時”控制。并且由圖4（g）可以看出，順序控制下，海上風電場能夠輸出更多的電能。此外，其直流電壓偏差在20～120 s 的波動時間內也始終低于“同時”控制。

4.4 海上風電場輸出功率變化

為驗證海上風電場輸出功率變化下的頻率調節效果，設置10 s 時，海上風電場1 中的風機額定轉子轉速下降為0.98 p.u.，40 s 時，轉子轉速進一步下降為0.76 p.u.，得到的仿真結果如附錄A 圖A10 所示。

由仿真結果可以看出，海上風電場1 輸出功率的減小導致陸上電網頻率下降，傳統控制下，陸上電網電源、GSVSCs 和WFVSCs 同時啟動，GSVSC 的啟動使得直流電壓進一步下降來傳遞欠頻率信號（見附錄A 圖A10（g）），而WFVSC 的啟動使得同時控制下海上風電場內也出現了欠頻率偏差（見圖A10（d））。由于工作于MPPT 算法下的風機缺乏欠頻率備用，因此，風電場只能在10～20 s 和40～50 s間提供短暫的慣性支持（見圖A10（f））。相比于“同時”控制，由于電網頻率始終大于GSVSC 的欠頻率閾值，因此，順序控制僅啟動陸上電網電源來參與頻率調節（見圖A10（b）），其直流電壓偏差比“同時”控制更小，風機也能夠始終運行于變化后的MPPT速度。

5 結語

針對傳統附加頻率控制同時啟動系統中所有VSC 頻率控制器，導致風機頻繁偏離MPPT 運行狀態的問題，本文提出一種用于含海上風電場的VSC-MTDC 系統的順序控制策略。該策略會根據擾動等級分3 個階段順序啟動系統中的VSC，只有當頻率擾動較大時，海上風電場才參與頻率調節，這有效避免了陸上電網頻繁的小擾動對風機運行狀態的影響。并且，大擾動下系統中所有備用都會參與頻率支持，大擾動抑制能力也能夠得到保證。仿真結果表明，在頻繁的隨機擾動下，所提策略能夠將陸上電網的頻率偏差限定在合理范圍內，并且順序控制下，風機在MPPT 狀態的運行時間明顯高于傳統“同時”控制策略，在保證頻率穩定的基礎上，海上風電場能夠輸出更多的電能。

本文的研究重點為頻率調節，可視為是在陸上電網慣性儲備充足條件下開展的研究，該研究未涉及系統慣性。在所研究系統中，也存在眾多的慣性備用，如何實現它們的高效利用是下一步的研究方向。

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