基于構網型儲能的風電場-弱電網次同步振蕩抑制方法

伍雙喜,王晰,劉洋,Jan Shair,向麗玲,謝小榮

(1. 廣東電網有限責任公司電力調度控制中心,廣州市 510600;2. 新型電力系統運行與控制全國重點實驗室(清華大學電機系),北京市100084)

0 引 言

伴隨電力系統的“雙高”特征日益顯著,以風電、光伏為代表的變流器接口發電(converter interfaced generation, CIG)在電源結構中占據的比例逐漸提升,深刻地改變了電力系統的物理特性和穩定機理。風、光等資源本身的波動性和間歇性、高比例電力電子裝備引發的多時間尺度動態等特點,使得電力系統面臨多種新型穩定性問題,如“類機電”低頻振蕩、寬頻電磁振蕩、新能源機組的大擾動穩定性等[1]。其中,寬頻振蕩及其包含的次同步振蕩(subsynchronous oscillations, SSO)即是一例典型問題。SSO常由CIG控制環節和交直流電網間的動態相互作用引起,可使系統電壓/電流出現數Hz至兩倍工頻范圍的非特征分量。不利條件下,次同步分量會持續增長乃至超過工頻分量,導致新能源機組損壞、脫網甚至全局性安全問題;相關事故已在國內外被多次發現和報道[2-3]。

目前抑制次同步振蕩的方法大致分源側和網側兩個角度。在電源側,通常對機側或(和)網側變流器的控制策略做針對性的改進——多為附加次同步阻尼控制器(subsynchronous damping controllers, SDC)或優化變流器控制環節的部分參數[4]。由于電源側的控制通常可重塑機組在次/超同步頻率范圍的幅頻相頻特性,因而也被稱為阻抗重塑控制[5]。但實際風電場中機組數量眾多、位置分散、型號各異,逐一修改或調整其控制模塊將帶來繁重的工作量,可行性較差。在電網側,依據振蕩發生的不同場景,陸續有學者挖掘了柔性交流輸電系統(flexible AC transmission system,FACTS)控制器[6]、柔直換流器[7-8]等裝置的潛力,將靜止無功補償器(static var compensator, SVC)[9]、統一潮流控制器(unified power flow controller, UPFC)[10-11]、靜止同步補償器(static synchronous compensator, STATCOM)[12-13]等設備安裝在風電場并網點處,實現次同步振蕩的主動阻尼控制。

近年來,電池儲能系統(battery energy storage system, BESS)因其在“雙高”電力系統中的關鍵作用廣受關注。BESS提供的服務包括負荷調節、調峰、調頻、應急供電等,也可作為電網側主動阻尼控制的方法之一。文獻[14]指出,通過儲能實現有功功率的靈活調節,能有效防治跨區輸電中的低頻振蕩問題。類似地,亦有研究證實BESS能降低風電場并網的電磁暫態過程引發SSO的風險:文獻[15]使用添加有源阻尼控制的儲能變流器,抑制了風機和電網的次同步相互作用;文獻[16]通過BESS在次同步頻率范圍內增加了雙饋風機-串補網絡的虛擬阻抗;文獻[17]通過優化構網型儲能的控制結構參數,實現了一定干擾度范圍內的頻率穩定和同步穩定。

本文使用附加次同步阻尼控制的構網型電池儲能系統(grid forming-battery energy storage system, GFM-BESS)抑制直驅風電場并入弱電網引發的SSO。本文的主要貢獻包括以下三點:

1)提出了一種更加簡單實用的對現有構網型儲能變流器控制策略的修正:將2個次同步阻尼控制器作為附加回路,并聯連接到GFM-BESS的電流控制內環。

2)比較了三種SDC的阻尼性能和BESS容量對SDC阻尼效果的影響。

3)通過電磁暫態仿真驗證了這一控制策略的可行性。

本文第1節介紹了所構建的直驅風機-電池儲能系統概況;第2節詳細討論了使用基于構網型控制策略的SDC抑制SSO的方法;第3節展示仿真結果和對應分析;第4節總結歸納全文。

1 風電場-BESS接入交流電網模型

1.1 系統概況

考慮在風電場配套安裝電池儲能的情景,所構造的系統模型如圖1所示,裝機容量200 MW的直驅風電場和10 MW的BESS升壓后共同接入230 kV交流母線。BESS在平滑風電出力波動的同時,可參與調頻、黑啟動等輔助服務。系統參數見表1。

表1 系統參數

圖1 直驅風電場-BESS接入弱交流電網系統示意圖

風電場并入的交流電網強度較低時,會存在次同步振蕩的風險。阻抗分析是識別系統中存在振蕩模式的常用方法。在圖1所示系統中,電網、傳輸線和變壓器的阻抗參數一般可作為給定值獲取,故而能計算出它們確切的阻抗矩陣解析式ZT1(s)、ZT2(s)與Zg(s)。而風機和BESS的控制結構常為“黑/灰箱”,阻抗參數難以直接獲取。本文參考文獻[18]提出的基于實測的阻抗模型辨識方法,通過注入不同頻率的小擾動信號,經過各離散點數據的整理和擬合,求得風電場和BESS的頻率耦合阻抗模型ZWF(s)、ZBS(s)。另外,綜合考慮風電和BESS并網前的濾波、升壓等環節,需對ZWF(s)、ZBS(s)作適當修正(修正后的阻抗矩陣用ZWF-r(s)、ZBS-r(s)表示);二者與交流電網的阻抗相加,得到全系統的聚合阻抗矩陣ZΣ(s)。

ZΣ(s)=ZWF-r(s)+ZBS-r(s)+Zg(s)

(1)

通過分析ZΣ(s)矩陣元素,可證明存在相互耦合的次/超同步振蕩模式。

采用短路比(short-circuit ratio, SCR)衡量電網強度,并模擬了仿真系統中次同步振蕩發生的過程。根據定義,計算得到圖1所示系統的短路比σ:

(2)

式中:U2為并網點連接的交流母線電壓;Xg為并網點處的網絡等效電抗;SW、SB分別表示風電場內的直驅風機容量與安裝的儲能電池容量。

由于電網電壓U2和裝機容量SW、SB均為常數,因而仿真時只需改變交流電網的等效電抗Xg,即可改變短路比,實現電網不同強度的模擬。SCR的初始值設定為4;在4 s時降低至臨界短路比以下的1.91以引發次同步振蕩。從時域、頻域的電流波形(圖2、圖3)可看出,t=4 s后振蕩開始產生,且振幅逐漸增加使變流器的控制環節進入飽和;電流中同時存在相耦合的次/超同步分量,頻率為45/55 Hz。

圖2 發生不穩定SSO后,風電場和BESS的電流、有功功率波形圖

圖3 電流經FFT變換后的頻譜分析圖

1.2 BESS的結構與控制

電池儲能系統主要由電池組、直流/直流(DC/DC)變換器,直流/交流(DC/AC)變流器三部分組成。其中DC/DC變換器的基本拓撲常使用雙向Buck-Boost電路,采用恒定直流母線電壓或恒定直流功率控制策略;DC/AC變流器使用三相全橋電路,含有功功率、無功功率、直流側電壓等控制環節。儲能系統的主電路基本結構如圖4所示。

圖4 儲能系統的主電路結構示意圖

由于電池組和DC/DC變換器中電能形式均為直流,在次同步振蕩的分析中不起作用,因而可以將二者合并簡化為一恒壓源(假設直流電壓控制能保證DC/DC始終輸出穩定的電壓)。

BESS中DC/AC變流器的控制方式可以選擇跟網型(grid-following, GFL)或構網型(grid-forming, GFM);前者需鎖相環測量并網點的相位信息以實現同步;后者則仿照了發電機的功率同步原理,具體實現方法包括下垂控制、虛擬同步機控制、匹配控制、虛擬振蕩器控制等。在弱交流電網、孤島供電等場景下,GFM模式的適用性更強[19]。在本文搭建的構網型電池儲能系統中,變流器采用虛擬同步機(virtual synchronous machine, VSM)策略,整體結構如圖5所示[20]。VSM由有功-頻率控制(原動機控制)、無功-電壓控制(勵磁控制)、虛擬導納控制、電流內環控制四部分組成。構網型儲能變流器控制參數取值如表2所示。

表2 構網型儲能變流器控制參數

圖5 構網型控制策略的基本結構

在VSM策略中,虛擬導納控制相當于在逆變器的輸出端口串接一個等效阻抗。其中的電抗分量解耦變流器的有功、無功控制回路,抑制高次諧波;電阻分量可調整變流器的阻尼和動態特性,也能減小短路時的沖擊電流。電流內環控制的作用包括提高整體響應速度、過流保護、改善逆變器輸出電能的質量等;并且相較于響應稍慢的外環(有功、無功)控制,電流環的存在能夠保證合理的控制速度[21]。

2 SDC的設計與分析

2.1 設計原理

并網條件下,構網型BESS具有更小的振蕩風險;對兩種模式變流器的阻抗分析表明,跟網型變流器在次/超同步頻段相對更易表現為負電阻特性和容性效應,小擾動穩定性能與構網型變流器相比稍差。這一自身稟賦的優勢,使GFM-BESS能夠高效減少其電力電子接口與風電場、交流電網相互作用引發振蕩的潛在風險。

盡管如此,GFM-BESS仍需添加相應的阻尼控制模塊,以求在自身穩定性較高的基礎上進一步提升振蕩阻尼能力,保障并網系統的穩定性。如前文所述,這一功能常通過在變流器控制部分添加SDC實現。此外,由于系統內的超同步振蕩分量是受次同步分量耦合而出現,因此只需對45 Hz的次同步振蕩模態進行抑制,即可達到預期效果。

SDC可采用多種控制結構,如并聯比例-微分控制器、串/并聯陷波濾波器[22]、具有控制增益的超前-滯后控制器[23],或者更復雜的比例諧振控制[24]、滑模控制[25]、H∞控制[26]等。本文考慮SDC的3種可行的設計:基于低通濾波器(low pass filter-SDC, LPF-SDC)、基于陷波濾波器(notch filter-SDC, NF-SDC)和基于移相環節(phase shift-SDC, PS-SDC)。三者的傳遞函數為:

(3)

(4)

(5)

式中:式(3)表示以ωl為中心頻率的二階低通濾波器;式(4)表示以ωn為陷波頻率的二階陷波濾波器的中心頻率,同時附加有一定的相移;式(5)表示超前(滯后)時間常數分別為T1(T2)的移相濾波器;ζ是濾波器的阻尼系數;Kg是控制器增益。

三種SDC的控制流程框圖如圖6所示。

圖6 SDC的三種結構

對于以上三種次同步阻尼控制器,LPF-SDC可以去除低于某一特定頻率值的振蕩成分;NF-SDC旨在直接消除系統內的目標振蕩頻率,常用于處理高頻振蕩問題。而PS-SDC通過滯后-超前環節改變系統相位,可被視為虛擬阻抗;當虛擬阻抗能夠在次同步頻率下提供正的等效電阻,即能實現對SSO的抑制。PS-SDC帶來的相移由時間常數T1、T2和控制階數所決定。一般而言,因為其自身結構難以去除振蕩中的高頻成分,基于移相器的次同步阻尼控制更適合解決頻率稍低的振蕩問題。

2.2 SDC的參數取值與添加位置

參數取值方面,LPF-SDC與NF-SDC的阻尼系數ζ均取0.707。低通濾波器的中心頻率ωl設置為2倍工頻(100 Hz)以濾除高頻噪聲;陷波頻率ωn設置在與SSO頻率互補的位置(工頻減去振蕩頻率)。為簡便起見,本文假定ωn為一固定值,使陷波頻率和SSO頻率始終能夠匹配。但實際中有關振蕩參數往往難以提前獲知,需要在線測量或估計;這種情形下應當配置自適應頻率變化的控制器[27],無需在工況變化后重新調整和選擇濾波器參數。下面以PS-SDC為例,簡單闡述自適應振蕩頻率的次同步阻尼控制器參數整定流程。

本文2.1節中已介紹過PS-SDC的基本原理。對于采用移相環節結構的控制器,核心在于保持符合要求的總相移大小以使次同步頻率下的等效阻尼為正。在信號從輸入到輸出的全部流程中,用于提取振蕩信號的濾波器(位于圖6描述的SDC之前,濾除噪聲等無關分量)也會引起一定的相位延遲。因此,系統的相移總共由兩部分組成:

φreq=φtotal=∠HPS-SDC(s)+φfil

(6)

s=j2πfsub

(7)

式中:φreq代表系統所需的相移(同時也是系統總的相位偏移值φtotal);φfil代表濾波器引入的相移;fsub代表發生次同步振蕩的頻率。

簡便起見,令式(5)表示的移相控制器的傳遞函數中Kg= 1,T2= -T1=T,則通過計算可以得到:

(8)

為確保PS-SDC始終起到正阻尼的作用,系統總相位變化需保留一定的裕度。如φreq設置為80°,以避免總相移超出90°的情形下控制器反而在次同步頻段呈現負電阻特性,促進振蕩的發生和增長。

添加位置方面,SDC安裝在GFM控制環節的部位將決定BESS對次同步振蕩的整體抑制性能。如本文1.2節所述,控制外環的響應速度較慢而內環響應速度更快,因而在電流控制環中添加阻尼控制器的效果通常較好。文獻[22]以雙饋風電機組源、網兩側的變流器(采用跟網型控制)為研究對象,比較了在變流器電流控制環的不同位置添加次同步陷波器的阻尼性能。

本文將SDC和電流控制環內的滯后校正環節相并聯,如圖7所示。SDC的輸入來自VSM的d、q軸輸出電流;輸出與計算得到的d、q軸參考電壓相加,經PWM調制生成逆變電路的控制脈沖序列。

圖7 電流控制環嵌入SDC的示意圖

3 仿真結果分析

3.1 電磁暫態仿真結果

按照本文第2節提出的3類SDC設計結構,在Matlab/Simulink中搭建對應的控制模塊并進行仿真。圖8—10分別展示了在構網型儲能變流器的控制環節增加LPF-SDC、NF-SDC、PS-SDC后,并網公共連接點處線電流和有功功率的波形。

圖8 GFM-BESS中添加LPF-SDC后的線電流和有功功率波形

圖9 GFM-BESS中添加NF-SDC后的線電流和有功功率波形

圖10 GFM-BESS中添加PS-SDC后的線電流和有功功率波形

從仿真結果中不難發現,本文所設計的3種次同步阻尼控制器均可達成有效抑制SSO、維持系統安全穩定的預期效果。在振蕩發生后的5～7 s內,45 Hz/55 Hz非工頻分量基本衰減完畢。同時,圖11展示了添加PS-SDC后電流控制環的輸入-輸出情況:d、q軸的電流曲線均顯示,PS-SDC能夠實現輸出與輸入物理量間的90°相移。

圖11 PS-SDC實現輸出與輸入電流間的90°相移

圖12則更細致地比較了不采取任何措施和分別投運三種阻尼控制器后的有功功率變化曲線。對三種SDC的比較表明,所采用的仿真工況下,PS-SDC和NF-SDC抑制次同步振蕩的效果大致相近,且投運后的振蕩幅值、衰減速度等指標均優于LPF-SDC。因此,在本文構建的直驅風電場-弱交流電網系統中,基于陷波器和基于移相器的SDC是抑制振蕩的更優選擇。但值得注意的是,本例的對比結果并不能夠代表SDC選型的普遍規律:如前所述,不同種類的SDC存在適配場景上的差異,如NF-SDC更多用于治理高頻振蕩而PS-SDC偏向于低頻,實際工程中的控制器選型必須結合現實情境與振蕩特點。

圖12 三種SDC阻尼效果的展示與對比

3.2 BESS容量對阻尼效果的影響

針對配備電池儲能系統應對SSO風險的方法,已有文獻指出儲能系統的容量會和風電場的接入容量一樣影響對不穩定振蕩模式的阻尼效果[28];因而,風電場配套BESS容量也需經過合理的優化設計。

在本文所研究的風電場-BESS系統中,BESS容量為風電裝機容量的5%(10 MW)。該設置是綜合考慮風電場的多種運行工況,按振蕩風險最嚴重的額定工況(即所有機組全部投運,出力達到額定值)通過分析選取的。該工況下功率最大、電網相對強度最低,振蕩風險最嚴重[29];該最嚴重情況下GFM-BESS能有效發揮振蕩抑制作用,自然可以應對其他危險性相對輕的情形。

圖13以NF-SDC為例,展示了不同儲能容量下的仿真波形。結果表明,若儲能容量小于10 MW,則其提供阻尼的作用將受到削弱。當BESS容量為風電場裝機的4%(8 MW)時,振蕩衰減系數僅為0.470,系統需10 s以上才能結束過渡過程回到穩態,時間相較5%的情形大大延長。而在容量減小至3%(6 MW)時,GFM-BESS已經不足以有效地抑制振蕩,SSO仍呈現發散趨勢。根據工程需求和所建系統的實際情況,我們期望GFM-BESS能于10 s內完成SSO的高效抑制,而8 MW的容量取值并不能滿足這一預期。可見,5%(10 MW)基本是使系統符合上述SSO治理要求的最小值;只有5%及以上的BESS容量方可使系統阻尼達到預期目標,進而實現次同步振蕩的快速抑制。

圖13 不同BESS容量對SSO抑制效果的影響

相應地,若適當增加儲能容量(如增至風電場容量的10%),則阻尼效果將更為顯著。當然,也不可為片面追求絕對的安全穩定而盲目配置遠大于實際需求的儲能設施,造成利用率低下和設備冗余;BESS容量的選擇需要對新能源機組出力、當地負荷水平、穩定運行要求、投資和運維的經濟性等多元因素進行綜合權衡與研判。

通過比較不同出力工況下振蕩發生后的有功功率曲線,也可以驗證5%儲能容量配置的有效性。圖14展示了風電出力為額定值的20%、60%、80%和100%的情形下振蕩發生前后的功率變化情況。除20%工況下的功率波動本身即處在穩定模態之外,在其余3種工況中BESS均起到了理想的SSO抑制作用。

圖14 不同工況下GFM-BESS對SSO的抑制效果

4 結 論

本文采用構網型控制的電池儲能系統抑制直驅風機和弱交流電網相互作用引發的次同步振蕩,為“雙高”電力系統中高比例電力電子變流器設備帶來的寬頻振蕩風險提供了一種經濟高效的防范措施。主要結論如下:

1)在GFM-BESS變流器的電流控制環中添加SDC,可在次同步頻率范圍內提供正阻尼,實現對次同步振蕩的有效防治。

2)SDC結構的選擇上,采用二階陷波濾波器并結合移相環節的NF-SDC和基于移相器的PS-SDC在所構建的系統條件下具備更優越的性能。

3)通常5%的BESS容量即能為SSO抑制提供足夠的阻尼;適度提高BESS的容量可增強對SSO的抑制效果。

在本文內容的基礎上,未來可針對風電場引發寬頻振蕩的自適應抑制、儲能變流器容量規模的定量優化、儲能裝置多元功能的協同控制等更深層的問題展開研究。