基于分頻和自適應死區控制的火電機組一次調頻策略

沈燁昱, 牛玉廣, 杜鳴*, 張國斌, 霍紅巖, 郭瑞君

(1.華北電力大學控制與計算機工程學院, 北京 102206;2.內蒙古電力科學研究院, 呼和浩特 010020)

隨著經濟社會的高速發展,用電峰谷差不斷加大,風電和光伏等新能源的大規模并網給局部電網帶來了較大的負荷擾動,新能源自身存在的間歇性和不確定性使得電網運行的頻率安全面臨更加嚴峻的挑戰[1]。因此,在當前的電力結構下,需要更加深入的研究火電機組的調峰調頻,不斷提高調峰機組的一次調頻能力,進而提高電網抵抗外界擾動的能力,增強運行穩定性,便于平穩運行到新的能源結構[2]。

一次調頻是指并網運行機組通過其調節系統感知電網頻率的變動,調整其所帶負荷,使之與外界負荷相平衡,減小電網頻率變化的過程[3]。目前所運用的火電機組一次調頻方法通常是計算電網實時頻率與標準頻率的頻率差值,然后根據頻率差值、火電機組中汽輪機的調節閥特性以及汽輪機轉速不等率進行調節閥開度的調整,從而使電網運行的實時頻率趨近標準頻率,使電網處于安全的運行狀態[4]。然而,由于汽輪機調節閥開度的隨機性和汽輪機流量特性的非線性,在不同頻率差值下,汽輪機的局部轉速不等率與預設值將產生偏差,當頻率差值越大局部轉速不等率的偏差也將變大,因此在大頻率差值條件下,一次調頻效果變差,使電網的運行仍處于不安全的狀態之中[5]。通過深度挖掘火電機組調頻能力,將有助于電力系統頻率的調節,提升電力系統頻率穩定性[6]。

為了提高系統在多頻段的頻率調節能力,文獻[7]提出了一種在并網運行機組側增加一次調頻動作判斷和響應指數在線估算等功能的方法,但未對一次調頻效果進行分析。文獻[8]對頻率信號采用簡單的一階慣性濾波器進行分頻濾波。該分頻濾波器的實時性較好,但濾波效果較差。文獻[9]采用基于低通濾波器的分頻器進行分頻,但分頻效果一般。文獻[10]針對儲能參與一次調頻進行了分析,但未挖掘現有火電機組潛力。文獻[11]采用小波分頻的濾波算法,存在濾波延時較長等問題。文獻[12]提出了一種針對風電的系統調頻方案,但對火電機組效果有限。如何兼顧分頻濾波的快速性、準確性和自適應性,現有研究尚無定論。針對上述問題,提出一種考慮負荷波動特性基于分頻思想和自適應死區控制的火電一次調頻控制策略。該方法通過將原一次調頻負反饋通道的頻率信號通過濾波器分解為高低兩個頻段,對不同頻段合理的設置死區環節及調差系數,在高頻通道引入PD控制器進行超前調節,從而可以有效降低負荷波動對系統頻率的影響,在不破壞機組穩定性的情況下提高了全頻段的一次調頻能力,使火電機組的調頻潛力得到了進一步的發掘。

1 調頻死區分析

在火電機組一次調頻中,調頻死區設置的范圍直接影響著火電機組調頻系統能否正常工作,具體是體現在調頻系統的響應時間及響應強度,其在整個調頻流程中扮演著至關重要的角色[13]。在調頻死區范圍設置較大時,調頻系統傳輸的信號頻率缺失較大,降低傳輸信號的強度,會導致驅動裝置調速器無法按照反饋信號進行動作,危急情況下更容易導致重大事故的發生。當調頻死區的范圍調至過小時,系統中頻率波動范圍較小也會啟動汽輪機調速器,實際中由于汽輪機在時刻變動,其頻率也隨之改變,進一步導致整個調頻系統會被頻繁啟動,從而降低了整個調頻系統的使用壽命及運行可靠性。

設置死區的目的主要是為了保護整個調頻系統的正常穩定運行,通過人為設置一定的裕度,既能減少調頻系統動作的頻次,提高使用壽命,又能保證調頻系統能夠及時動作響應[14]。從結構參數設置來看,頻率死區范圍主要分為兩個部分,一個是系統本身根據運行經驗設置的固有頻率,另外一個是根據客戶需求自行設置的人工頻率。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中:fc為電網中心頻率;f2和f3分別為固有頻率死區的上下限;f1和f4分別為人工頻率死區的上下限;ep為火電機組的調差系數,該參數數值設置的大小主要與系統的負荷調節能力有關,也就是當系統頻率發生變化時,系統負荷調節能力也會發生變化;Pgen為機組輸出功率;Pc為頻差在死區范圍內時機組的輸出功率;f為電網頻率。

ep為圖1的斜率,ep參數越低表明整個電網系統的調頻性能越優異,反之亦然,但將ep數值設置較低時增加對頻率波動的敏感性,將會降低整個系統運行的可靠性,從圖1與式(4)可以看出,調頻動作的起點及終點,自己整個系統的調頻深度。電網系統運行的頻率波動較小,處于調頻的死區范圍內時,調頻系統不再工作,即火電機組輸出功率不會隨頻率變動而波動,進而提高火電機組運行的穩定性。

圖1 火電機組輸出功率與電網頻率關系曲線Fig.1 Relation curve between output power of thermal power unit and grid frequency

調頻死區范圍設定較小時,當電網系統頻率出現微小變動,調頻系統動作,進而增加了連接的發電機組的動作頻次,大大降低發電系統的平衡性,影響運行壽命;當調頻死區范圍設定較大時,電網系統頻率出現較大的波動,調頻反饋的信號強度不夠,降低了調速器的出力,使得同步發電機無法有效的跟隨系統頻率變動而動作,也就無法實現正常調節的功能。

圖2中設置方式對頻率的精度要求不高,中國大部分地區電力系統采用該形式對死區進行設置,針對低頻環節,采用常規死區進行控制;針對高頻環節,適當減小死區值,濾除一部分高頻波動。

圖2 常見的火電機組參與一次調頻死區設置方式Fig.2 Common setting mode of primary frequency regulation dead band for thermal power units

2 基于分頻和自適應死區的一次調頻控制方法

如圖3所示,一次調頻控制方法將負反饋通道的頻率信號Δf通過分頻器分解為高、低2個信號Δf1、Δf2。對于低頻信號Δf1,在低頻通道內加上死區環節C1,調差系數R1設為0.05;對于高頻信號Δf2,在高頻通道內引入PD(proportional derivative)控制器進行超前調節。

圖3 基于分頻和自適應死區的一次調頻控制方法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采集調頻周期內的一次調頻指令與火電機組實時出力統計數據確定轉差信號;采集系統頻率與機組轉速頻率,計算兩者之間差值得到轉差信號Δf。

步驟2采用分頻環節對經過低通濾波器后的轉差信號進行分解,分解成高、低2個頻段。

步驟3對分離出的轉差進行處理,轉差處于高頻段時,進行高頻控制;高頻控制部分加入比例微分控制器進行超前調節,以保證機組及時響應;

步驟4對分離出的轉差進行處理,轉差處于低頻段時,進行低頻控制。低頻控制部分由死區環節和轉速不等率控制環節組成,在此部分中死區參數較大,轉速不等率參數較大,以保證調節后機組趨于穩定。如圖4中低頻死區環節,低頻控制環節的死區為C1,C1參數可選擇為2 r/min;低頻控制環節中的轉速不等率為R1,R1參數可選擇為5%。

圖4 基于分頻和自適應死區的一次調頻控制方法流程圖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 一次調頻控制系統模型和鍋爐模型

為了研究引入分頻和自適應死區情況下的電力系統頻率控制,建立圖5所示的兩區域火電一次調頻控制模型。

δ1和δ2為轉速不等率;Ts1和Ts2為油動機的時間常數;To1和To2為容積方程時間常數;Ta1和Ta2為發電機轉子時間常數;β1和β2為自平衡系數;Pm1和Pm2為汽輪機輸出功率;PL1、PL2和Pt12為負荷擾動;系統的頻率偏差Δf1和Δf2反映了系統內的負荷以及電源功率的隨機波動;s為拉普變換后的形式;T12為兩區域聯絡線時間常數圖5 兩區域火電一次調頻控制模型Fig.5 Primary frequency modulation control model of two-region thermal power plant

ΔPL(s)為負荷擾動;Ts為油動機方程時間常數;Tos為容積方程時間常數;Ta為轉自方程時間常數圖6 引入動態一次調頻控制策略系統模型Fig.6 System model with dynamic primary frequency modulation control strategy

系統的頻率偏差經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為低通濾波器時間常數;T2為高通濾波器時間常數;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為引入所提動態一次調頻控制策略的一次調頻控制系統模型。

此外,還對常規一次調頻模型進行了改進,在對火電機組進行建模時加入了機組動態特性對鍋爐蓄能的影響,在實際生產過程中,不同動態工況下的火電機組主蒸汽壓力等狀態參數有很大差異,這些特征參數直接決定鍋爐的蓄能狀態[15],進而決定進入汽輪機的蒸汽參數,因此應將鍋爐模型加入到火電機組的一次調頻模型的建模中,以此來驗證本文的調頻策略對鍋爐穩定性影響不大。

鍋爐核心的狀態空間表達式為

(9)

式(9)中:Pb為汽包壓力,MPa;Dq為標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為所建立的鍋爐動態模型結構。

Cb為汽包蓄熱系數;Ct為主蒸汽管道的蓄熱系數;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圖7 鍋爐動態模型Fig.7 Boiler dynamic model

鍋爐工作運行狀態是否異常的關鍵因素取決于鍋爐內部蒸汽壓力是否穩定,主蒸汽壓力也影響著與鍋爐相關的附屬設備運行穩定性,同時也能反映出來鍋爐燃燒中的能量轉換關系,在發電機組中,控制鍋爐內部蒸汽壓力與控制汽輪機的負載二者相互影響、相互關聯[16]。因此,將研究主蒸汽壓力的變化情況來判斷一次調頻策略是否破壞了機組穩定性。

4 算例分析

為驗證所提出的分頻加自適應死區調頻策略的效果,在仿真軟件中搭建仿真系統。其中,火電站的裝機容量為250 MW,負荷突變50 MW,仿真系統的初始頻率f=50 Hz,設置3種對比方案比較所提出的一次調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時突然減小和增大負荷的頻率偏差對比結果、主蒸汽壓力變化,以及上述3種調頻方式的系統頻率變化的比較。可以看出,采用分頻加死區和PD控制策略的系統頻率從幅值和恢復時間上都有了明顯的改善,系統的頻率穩定性有明顯提高。負荷突減時系統頻率最低值由49.268 5 Hz提升到49.442 5 Hz,且波動方差最大值由0.003 7 p.u.降低到0.001 5 p.u.;負荷突增時系統頻率最高值由50.731 4 Hz下降到50.557 4 Hz,且波動方差最大值由0.006 p.u.降低到0.001 5 p.u.;當負荷突增或突然減時,改進方案與不考慮分頻方案相比主蒸汽壓力的調節方式不被弱化,因此本文的調頻方法沒有破壞機組穩定性。

圖8 負荷突減時頻率偏差對比Fig.8 Comparison of frequency deviation during sudden load reduction

圖9 負荷突減時主蒸汽壓力變化對比Fig.9 Comparison of main steam pressure change during sudden load reduction

圖10 負荷突增時頻率偏差對比Fig.10 Comparison of frequency deviation during sudden load increase

圖11 負荷突增時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分別為負荷擾動較小時以及負荷擾動較大時的頻率偏差對比,可以看出,3種方式下,方案3的調頻方式均為最優,不僅頻率達到穩定的時間最短,調節速度快,而且系統最高頻率均比其他兩種方式低,明顯改善了系統抗干擾能力。

圖12 負荷擾動較小時頻率偏差對比Fig.12 Comparison of frequency deviation when load disturbance is small

圖13 負荷擾動較大時頻率偏差對比Fig.13 Comparison of frequency deviation when load disturbance is large

從圖14和圖15可以看出,當負荷擾動較大或負荷擾動較小時,改進方案與不考慮分頻方案相比,主蒸汽壓力的調節方式沒有被弱化,因此沒有破壞機組穩定性。

圖14 負荷擾動較小時主蒸汽壓力變化對比Fig.14 Comparison of main steam pressure change when load disturbance is small

圖15 負荷擾動較大時主蒸汽壓力變化對比Fig.15 Comparison of main steam pressure change large load disturbance

多種隨機負荷擾動下的頻率波動方差數據和主蒸汽壓力波動方差數據分別如表2和表3所示。

表2 多種隨機負荷擾動情況下的頻率偏差波動方差數據Table 2 Frequency deviation fluctuation variance data under various random load disturbances

表3 多種連續變化負荷擾動情況下的主蒸汽壓力波動方差數據Table 3 Variance data of main steam pressure fluctuation under various continuous load disturbances

加入連續變化的負荷擾動,在0～6 000 s仿真時間內,對比常規一次調頻控制方法,系統頻率偏差曲線和主蒸汽壓力變化曲線如圖16和圖17所示。相比常規一次調頻控制方法,所提出的控制方法顯著改善了系統頻率偏差的波動情況,頻率偏差的最大值由0.57 Hz減小到0.341 Hz,頻率偏差波動的方差由3.89×10-2p.u.減小為1.90×10-2p.u.,系統的一次調頻能力得到了顯著提高。同時,主蒸汽壓力的波動方差由7.70×10-6p.u.減小到5.74×10-6p.u.,可以看出,相比于常規控制方式,所提出的控制方法使得主蒸汽壓力波動更小,機組的穩定性在一定程度上得到了提高。

圖16 負荷連續擾動時的調頻效果對比Fig.16 Comparison of frequency modulation effect under continuous load disturbance

圖17 負荷連續擾動時主蒸汽壓力變化對比Fig.17 Comparison of main steam pressure change under continuous load disturbance

5 結論

為了挖掘火電機組的一次調頻能力,所提出一種火電機組基于分頻和自適應死區控制一次調頻控制方法。該方法將原一次調頻負反饋通道的頻率信號通過分頻器分解成2個頻段的信號,在不同頻段信號內設置合理的死區環節、調差系數以及加入PD控制器超前調節,從而提高機組的一次調頻能力和機組穩定性。根據電網調頻模型的仿真結果,得出如下結論。

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

(2)本文控制方法可以靈活應對各種場景下的負荷功率波動情況,通過分頻控制,挖掘機組的調頻潛力。

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