陳厚合，于浩田，劉先超，姜 濤，李國(guó)慶

（東北電力大學(xué) 現(xiàn)代電力系統(tǒng)仿真控制與綠色電能新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，吉林 吉林 132012）

0 引言

隨著“雙碳”戰(zhàn)略目標(biāo)的提出，構(gòu)建以新能源為主體的新型電力系統(tǒng)已成為我國(guó)能源戰(zhàn)略的主要發(fā)展方向之一［1］。風(fēng)能因其可再生性、無(wú)污染性和較好經(jīng)濟(jì)性成為最具發(fā)展前景的新能源之一［2］。我國(guó)風(fēng)電資源主要集中在西北、華北、東北、西南等地區(qū)，而負(fù)荷中心主要集中在中東部地區(qū)。因此，大規(guī)模風(fēng)電場(chǎng)經(jīng)多回電網(wǎng)換相型高壓直流（line commutated converter based high voltage direct current，LCCHVDC）線路輸送到各負(fù)荷中心已成為當(dāng)前我國(guó)風(fēng)電大規(guī)模開(kāi)發(fā)利用的主要形式［3-4］。

據(jù)國(guó)家能源局預(yù)測(cè)，預(yù)計(jì)到2060 年我國(guó)新能源裝機(jī)占比將超過(guò)70 %，發(fā)電量超過(guò)50 %，成為電力供應(yīng)主體［5］。隨著風(fēng)電滲透率持續(xù)增長(zhǎng)，送端電網(wǎng)低慣量、弱調(diào)頻能力的難題將進(jìn)一步凸顯，一旦發(fā)生直流閉鎖故障，送端電網(wǎng)高頻問(wèn)題十分嚴(yán)重［6-7］。高頻切機(jī)是解決送端電網(wǎng)高頻問(wèn)題的有效措施，但代價(jià)高昂，且切機(jī)準(zhǔn)確度難以掌握，一旦發(fā)生過(guò)切事件，可能導(dǎo)致低頻失穩(wěn)情況，帶來(lái)更大的經(jīng)濟(jì)損失［8-9］。因此，亟待研究高滲透率風(fēng)電經(jīng)LCC-HVDC送出的送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定控制策略。

目前，在提高大規(guī)模風(fēng)電經(jīng)多回LCC-HVDC 送出的送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定性方法中，直流頻率限制器（frequency limit controller，F(xiàn)LC）發(fā)揮著重要的作用，其充分利用直流線路間功率分配的能力實(shí)現(xiàn)了準(zhǔn)確、快速的功率調(diào)節(jié)控制，可有效解決由直流閉鎖故障引起的高頻問(wèn)題［10-11］。文獻(xiàn)［12］提出利用直流潮流法對(duì)直流FLC 備用容量、死區(qū)等參數(shù)設(shè)定值進(jìn)行優(yōu)化，以提升對(duì)頻率峰值的抑制。在此基礎(chǔ)上，文獻(xiàn)［13］構(gòu)建了一種直流FLC 參數(shù)的雙層優(yōu)化模型，通過(guò)分層求解獲取直流FLC的最優(yōu)控制參數(shù)。文獻(xiàn)［14］基于改進(jìn)的系統(tǒng)頻率響應(yīng)模型，提出了一種帶死區(qū)的直流FLC 控制策略，在避免FLC 頻繁動(dòng)作的同時(shí)又保障了系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性。上述文獻(xiàn)對(duì)高壓直流線路附加的直流FLC 進(jìn)行了研究，利用多直流線路之間的功率轉(zhuǎn)移獲得了一次調(diào)頻能力，但高比例新能源送端電網(wǎng)的弱調(diào)頻能力特性導(dǎo)致頻率變化更加迅速，直流FLC 的功率轉(zhuǎn)移極限受制于非故障直流的過(guò)載能力，迫切需要大規(guī)模風(fēng)電參與一次調(diào)頻過(guò)程，以避免新能源發(fā)電高頻脫網(wǎng)。

風(fēng)電機(jī)組參與一次調(diào)頻常見(jiàn)的控制方法有超速減載、變槳距角以及二者相結(jié)合的綜合控制方法［15-17］。文獻(xiàn)［18］提出了一種風(fēng)電機(jī)組參與系統(tǒng)調(diào)頻的改進(jìn)附加頻率控制策略，根據(jù)頻率變化修正控制參數(shù)，增強(qiáng)了系統(tǒng)的調(diào)頻效果。文獻(xiàn)［19］提出了一種計(jì)及動(dòng)態(tài)頻率約束的火電-風(fēng)電機(jī)組聯(lián)合調(diào)頻策略，在滿足經(jīng)濟(jì)性的同時(shí)提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。但上述頻率控制方法均未能考慮高頻問(wèn)題嚴(yán)重的送端電網(wǎng)調(diào)頻特性，未提出充分適用于送端電網(wǎng)的頻率控制策略。

在送端電網(wǎng)的協(xié)調(diào)頻率控制方面，文獻(xiàn)［20］考慮含大規(guī)模風(fēng)電送端電網(wǎng)的頻率越限問(wèn)題，基于模型預(yù)測(cè)提出了一種多源協(xié)同的調(diào)頻策略，可改善送端電網(wǎng)頻率動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。文獻(xiàn)［21］提出了一種高比例水電系統(tǒng)的網(wǎng)省聯(lián)合實(shí)時(shí)優(yōu)化調(diào)度方法，利用日前預(yù)測(cè)協(xié)調(diào)技術(shù)，在提升送端電網(wǎng)新能源消納能力的基礎(chǔ)上，又進(jìn)一步增強(qiáng)了送端電網(wǎng)的調(diào)頻能力。以上研究通過(guò)多種調(diào)頻措施來(lái)增強(qiáng)送端電網(wǎng)的調(diào)頻能力，但未能充分考慮風(fēng)電機(jī)組與直流線路協(xié)同配合的控制特性。

為此，面向未來(lái)高滲透率風(fēng)電經(jīng)LCC-HVDC 送出的送端電網(wǎng)的調(diào)頻需求，本文提出一種風(fēng)電機(jī)組與直流FLC 參與系統(tǒng)一次調(diào)頻的協(xié)同控制策略，通過(guò)合理分配兩者的調(diào)頻時(shí)序和功率調(diào)制量，提升送端電網(wǎng)的頻率穩(wěn)定性。首先，分析風(fēng)電與直流FLC的調(diào)頻原理，建立包括風(fēng)電與直流FLC 參與一次調(diào)頻的送端電網(wǎng)頻率響應(yīng)綜合模型，對(duì)比分析各調(diào)頻控制參數(shù)的作用效果，根據(jù)電網(wǎng)一次調(diào)頻要求整定風(fēng)電與直流FLC控制參數(shù)；然后，結(jié)合兩者的調(diào)頻速度與調(diào)頻能力差異，設(shè)計(jì)風(fēng)電-直流FLC協(xié)同調(diào)頻控制策略，在提高送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定性的同時(shí)，降低LCC-HVDC 線路過(guò)載和高頻切機(jī)的風(fēng)險(xiǎn)；最后，通過(guò)修改的4機(jī)11節(jié)點(diǎn)系統(tǒng)和我國(guó)某實(shí)際送端電網(wǎng)進(jìn)行仿真分析，驗(yàn)證了所提策略的有效性與可行性。

1 風(fēng)電經(jīng)多回LCC-HVDC 送出的送端電網(wǎng)結(jié)構(gòu)及直流FLC控制原理和特性

1.1 含大規(guī)模風(fēng)電的送端電網(wǎng)結(jié)構(gòu)

以圖1 所示的我國(guó)某實(shí)際送、受端電網(wǎng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)為例，大規(guī)模風(fēng)電經(jīng)多回LCC-HVDC送出，送端電網(wǎng)電源主要由同步電源和風(fēng)電集群構(gòu)成，經(jīng)4 條LCC-HVDC線路分別送出至不同的受端電網(wǎng)。

圖1 我國(guó)某實(shí)際送、受端電網(wǎng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology structure of some actual sending- and receiving-end power gird in China

結(jié)合我國(guó)某實(shí)際送端電網(wǎng)運(yùn)行情況［12-13］，設(shè)送端電網(wǎng)總輸出功率為5 000 MW，送端電網(wǎng)本地負(fù)荷Pload為2 000 MW，4 條LCC-HVDC 線路電壓等級(jí)為±500 kV，其中LCC-HVDC 線路1、2 各輸送功率500 MW，LCC-HVDC線路3、4各輸送功率1 000 MW，總輸送功率為3 000 MW，占比為60 %。送端電網(wǎng)呈現(xiàn)出“小網(wǎng)大外送”特點(diǎn)，多回直流線路對(duì)送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定性的影響尤為顯著。

1.2 直流FLC控制原理

直流FLC控制原理與同步機(jī)組一次調(diào)頻原理類似，當(dāng)送端電網(wǎng)頻率偏差超過(guò)直流FLC 的啟動(dòng)死區(qū)時(shí)，直流FLC通過(guò)比例積分（proportional integral，PI）控制得到非故障換流站附加功率轉(zhuǎn)帶指令，減小發(fā)生擾動(dòng)后造成的送端電網(wǎng)功率不平衡量，抑制送端電網(wǎng)頻率變化。常用的反向頻差復(fù)歸式直流FLC控制邏輯如附錄A圖A1所示。

1）當(dāng)頻率偏差未超過(guò)直流FLC 死區(qū)時(shí)，在限幅作用下，功率調(diào)制量總和ΔPsum為0。

2）當(dāng)頻率偏差超過(guò)直流FLC 死區(qū)時(shí)，以高頻為例，附加功率調(diào)制量ΔPup的計(jì)算公式為：

式中：fH為直流FLC 控制的死區(qū)邊界值；Δf為送端電網(wǎng)的頻率偏差；KP和KI分別為比例和積分環(huán)節(jié)的系數(shù)。

由式（1）可知：直流FLC 在PI 控制作用下增大附加功率調(diào)制值，若頻率偏差較大則會(huì)達(dá)到直流線路的過(guò)負(fù)荷運(yùn)行極限狀態(tài)，工程中附加功率調(diào)制值一般取1.2倍額定功率值；長(zhǎng)時(shí)間處于超載負(fù)荷狀態(tài)對(duì)LCC-HVDC 線路穩(wěn)定運(yùn)行造成很大威脅，當(dāng)頻率偏差再次回到死區(qū)之內(nèi)時(shí)，積分環(huán)節(jié)反向調(diào)節(jié)直至輸出的附加功率調(diào)制值為0。

1.3 直流FLC的控制響應(yīng)特性

在未來(lái)大規(guī)模風(fēng)電經(jīng)多回LCC-HVDC送出的送端電網(wǎng)中，若直流線路發(fā)生閉鎖故障，則風(fēng)電的弱調(diào)頻能力和最大功率點(diǎn)跟蹤（maximum power point tracking，MPPT）控制特性可能造成更嚴(yán)重的高頻問(wèn)題，保障送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定面臨著更加嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)。設(shè)置一回直流單極閉鎖，功率波動(dòng)約為10 %，分析不同風(fēng)電滲透率（30 %、60 %）下有、無(wú)直流FLC 一次調(diào)頻控制響應(yīng)特性，仿真結(jié)果如圖2所示。

圖2 不同場(chǎng)景下送端電網(wǎng)的頻率響應(yīng)曲線Fig.2 Frequency response curves of sending-end power gird in different scenarios

由圖2 可知，直流FLC 可以有效抑制送端電網(wǎng)的高頻問(wèn)題，但隨著風(fēng)電滲透率增加，送端電網(wǎng)僅靠傳統(tǒng)機(jī)組和直流線路進(jìn)行一次調(diào)頻已不能滿足系統(tǒng)安全運(yùn)行時(shí)對(duì)頻率約束的要求。因此，在含高滲透率風(fēng)電的多回LCC-HVDC 送端電網(wǎng)中，風(fēng)電機(jī)組參與送端電網(wǎng)調(diào)頻是必要的。

2 風(fēng)電與直流FLC參與一次調(diào)頻的送端電網(wǎng)頻率響應(yīng)綜合模型

2.1 風(fēng)電機(jī)組一次調(diào)頻原理

通常狀態(tài)下，風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行在MPPT 控制模式，不具有調(diào)頻能力，其運(yùn)行時(shí)功率-轉(zhuǎn)速特性曲線如附錄A圖A2所示。

針對(duì)高頻問(wèn)題嚴(yán)重的送端電網(wǎng)，風(fēng)電機(jī)組可采用超速減載控制和變槳距角控制方法，將風(fēng)電機(jī)組輸出功率從MPPT 功率點(diǎn)降低至指定值點(diǎn)，從而參與系統(tǒng)的一次調(diào)頻。該控制方法設(shè)計(jì)思路為：通過(guò)引入附加一次調(diào)頻控制環(huán)節(jié)，將電網(wǎng)頻率變化引起的附加功率指令輸入轉(zhuǎn)子側(cè)換流器，進(jìn)而改變風(fēng)電機(jī)組的并網(wǎng)電磁功率；結(jié)合風(fēng)電轉(zhuǎn)子軸系的不平衡轉(zhuǎn)矩使得轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速或槳距角降低至減載運(yùn)行點(diǎn)，完成風(fēng)電機(jī)組主動(dòng)參與送端電網(wǎng)的一次調(diào)頻過(guò)程。風(fēng)電機(jī)組一次調(diào)頻控制原理如圖3 所示。圖中：PW為風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率；Pref為風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率調(diào)制量；PMPPT為風(fēng)電機(jī)組最大功率點(diǎn)輸出功率；ΔPA為功率指令值；ωr、ωref分別為風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速及其參考值；Δωr為風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速調(diào)制值；β、βref分別為風(fēng)電機(jī)組槳距角及其參考值；Tservo為槳距角控制環(huán)節(jié)時(shí)間常數(shù)。

圖3 風(fēng)電機(jī)組下垂控制原理Fig.3 Droop control principle of wind turbine

首先，將頻率偏差輸入控制環(huán)節(jié)中，通過(guò)判斷功率指令值ΔPA和風(fēng)速值大小來(lái)決策轉(zhuǎn)速及槳距角的調(diào)節(jié)順序。在中、低風(fēng)速下，先將功率調(diào)制信號(hào)輸入轉(zhuǎn)子側(cè)控制器，進(jìn)行轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)，完成超速減載控制過(guò)程，當(dāng)轉(zhuǎn)速達(dá)到極限值，即1.2倍額定轉(zhuǎn)速時(shí)，再通過(guò)PI 環(huán)節(jié)調(diào)整槳距角控制量，從而完成變槳距角控制過(guò)程；在高風(fēng)速下，轉(zhuǎn)速已達(dá)到極限值狀態(tài)，則直接進(jìn)行變槳距角控制，完成風(fēng)電機(jī)組一次調(diào)頻過(guò)程。

在《并網(wǎng)電源一次調(diào)頻技術(shù)規(guī)定及試驗(yàn)導(dǎo)則》中規(guī)定風(fēng)電場(chǎng)站一次調(diào)頻調(diào)差系數(shù)應(yīng)為2 %～10 %［22］，由此，本文選取3 個(gè)風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)的邊界值作為典型值，分別為10、30和50。

2.2 頻率響應(yīng)綜合模型

對(duì)于含高滲透率風(fēng)電的送端電網(wǎng)，在頻率響應(yīng)模型中加入可表征滲透率的變量［23］。本文所研究的送端電網(wǎng)發(fā)電側(cè)由同步機(jī)組和風(fēng)電機(jī)組構(gòu)成，因此，定義同步機(jī)組的發(fā)電系數(shù)為K，計(jì)算表達(dá)式如下：

式中：PSG為同步機(jī)組發(fā)電量；Psend為送端電網(wǎng)總發(fā)電量。由式（2）可知：風(fēng)電滲透率可表示為1-K（0≤K≤1）。

送端電網(wǎng)通常關(guān)注直流送端換流母線處的頻率特性，將其等效為系統(tǒng)中心頻率。綜合考慮傳統(tǒng)同步機(jī)組、風(fēng)電機(jī)組一次調(diào)頻及直流FLC，建立如圖4所示的送端電網(wǎng)頻率響應(yīng)綜合模型。圖中：H為送端電網(wǎng)所有同步機(jī)組的總慣量系數(shù)；D為送端電網(wǎng)的阻尼系數(shù)；R為調(diào)速器的調(diào)差系數(shù)；FHP為汽輪機(jī)高壓缸輸出功率占比系數(shù)；TRH為再熱環(huán)節(jié)時(shí)間常數(shù)；ΔPd為送端電網(wǎng)的電磁功率變化量；ΔPm為送端電網(wǎng)的機(jī)械功率變化量；K0為比例系數(shù)；ΔPup，max、ΔPdown，min分別為限幅器的上限值、下限值。

圖4 含風(fēng)電機(jī)組和FLC參與調(diào)頻的系統(tǒng)頻率響應(yīng)模型Fig.4 Frequency response model of system with wind turbine and FLC participating in frequency regulation

為了便于計(jì)算，根據(jù)文獻(xiàn)［24］，將同步機(jī)組的頻率響應(yīng)簡(jiǎn)化為圖4 中的等值閉環(huán)控制模型，風(fēng)電機(jī)組下垂控制特性用調(diào)頻增益系數(shù)來(lái)表示，直流FLC控制特性用比例系數(shù)來(lái)表示。

由圖2 可知，高滲透風(fēng)電場(chǎng)景下直流閉鎖引起的高頻問(wèn)題均會(huì)觸發(fā)FLC，故忽略積分環(huán)節(jié)和死區(qū)，將直流FLC 看作比例控制過(guò)程，可得送端電網(wǎng)頻率響應(yīng)綜合模型的閉環(huán)控制傳遞函數(shù)G(s)為：

式中：ωn為固有振動(dòng)頻率；ζ為阻尼比。

根據(jù)定義，D、R、A、H、TRH、FHP、K0、KP均為正數(shù)，且0≤K≤1，即1-K≥0。根據(jù)勞斯穩(wěn)定判據(jù)，此時(shí)系統(tǒng)滿足閉環(huán)系統(tǒng)穩(wěn)定條件，因此，該閉環(huán)系統(tǒng)穩(wěn)定。對(duì)應(yīng)的特征方程和其特征方程系數(shù)應(yīng)滿足條件的具體表達(dá)式分別見(jiàn)附錄A式（A1）、（A2）。

由閉環(huán)傳遞函數(shù)可得頻率偏差的頻域表達(dá)式Δf(s)，再通過(guò)Laplace反變換，可得系統(tǒng)頻率偏差時(shí)域表達(dá)式Δf(t)，將其對(duì)時(shí)間t求導(dǎo)，可得頻率峰值所對(duì)應(yīng)時(shí)間tapex，如式（5）所示。進(jìn)而可得頻率最大值fapex，如式（6）所示。

式中：f0為基準(zhǔn)頻率。

頻率最大值是衡量系統(tǒng)頻率安全穩(wěn)定的關(guān)鍵評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)其影響因素進(jìn)行研究具有重要意義。由式（6）、（7）可知，頻率最大值fapex與風(fēng)電滲透率1-K、風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)A、直流FLC 控制的比例系數(shù)K0以及發(fā)生故障產(chǎn)生的功率波動(dòng)量ΔP直接相關(guān)，因此，有必要對(duì)上述影響因子進(jìn)一步研究。

2.3 頻率響應(yīng)模型的控制特性分析

為了進(jìn)一步分析風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)和直流FLC 比例系數(shù)對(duì)頻率最大值的影響，根據(jù)不同功率波動(dòng)量和風(fēng)電滲透率分別設(shè)定場(chǎng)景1（ΔP=10 %，1-K=30 %）、場(chǎng)景2（ΔP=15 %，1-K=30 %）、場(chǎng)景3（ΔP=10 %，1-K=60 %）。由頻率響應(yīng)綜合模型構(gòu)建出不同場(chǎng)景下風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)、直流FLC比例系數(shù)與頻率最大值的關(guān)系曲線圖，如附錄A 圖A3所示。

根據(jù)響應(yīng)特性可知：直流FLC 比例系數(shù)和風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)對(duì)系統(tǒng)頻率升高具有較強(qiáng)的抑制作用，控制效果呈非線性；且二者交互影響，隨著風(fēng)電滲透率增大，調(diào)頻增益系數(shù)的作用效果也更加顯著，當(dāng)調(diào)頻增益系數(shù)取值較大時(shí)，直流FLC比例系數(shù)的影響將變得很小。因此，若能設(shè)置合理的參數(shù)取值，則可使風(fēng)電機(jī)組與直流FLC 協(xié)調(diào)頻率控制達(dá)到最佳效果。

3 送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制策略

根據(jù)我國(guó)電能質(zhì)量的要求：一次調(diào)頻作用后穩(wěn)態(tài)頻率偏差的允許值為±0.2 Hz；為避免觸發(fā)高頻切機(jī)動(dòng)作，需將頻率控制在50.5 Hz 以下。因此，本文以fapex≤50.5 Hz 與fstea≤50.2 Hz（fstea為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)頻率）作為頻率約束條件。

對(duì)含多回LCC-HVDC 外送線路的送端電網(wǎng)，直流FLC利用直流線路之間的功率轉(zhuǎn)移可以有效解決系統(tǒng)高頻問(wèn)題，但可能使得非故障直流線路瀕臨熱穩(wěn)定極限，且對(duì)受端電網(wǎng)造成一定的功率擾動(dòng)。因此，設(shè)計(jì)滿足送端電網(wǎng)頻率安全約束下的直流FLC比例系數(shù)最小取值具有重要意義。

3.1 直流FLC比例系數(shù)最小取值設(shè)計(jì)

由式（6）可知，當(dāng)時(shí)間tapex趨近于無(wú)窮大時(shí)，準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)頻率fstea的表達(dá)式為：

選取LCC-HVDC 線路1、3 發(fā)生連續(xù)單極閉鎖故障為極限嚴(yán)重故障，造成的功率波動(dòng)ΔP=15 %，并考慮風(fēng)電滲透率為30 %、60 % 這2 種場(chǎng)景。在此基礎(chǔ)上，由式（6）、（8）所示的頻率約束條件可得在2 種場(chǎng)景下直流FLC 比例系數(shù)最小取值的計(jì)算表達(dá)式分別為：

由上述公式可知，在高風(fēng)電滲透率場(chǎng)景下，一次函數(shù)斜率增大，調(diào)頻增益系數(shù)的作用效果更顯著。

本文送端電網(wǎng)模型中多回LCC-HVDC線路輸送功率占比為60 %，當(dāng)功率波動(dòng)為15 % 時(shí)，直流FLC比例系數(shù)最大值為0.45。因此，當(dāng)K0＞0.45 時(shí)，直流FLC 與風(fēng)電機(jī)組一次調(diào)頻協(xié)同控制作用效果不能滿足頻率約束條件，此時(shí)頻率變化將會(huì)觸發(fā)高頻切機(jī)動(dòng)作。

3.2 頻率協(xié)同控制策略

綜上，本文利用直流FLC 和風(fēng)電機(jī)組下垂控制相配合的送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制流程如附錄A 圖A4所示，其詳細(xì)步驟如下。

1）根據(jù)已知系統(tǒng)確定送端電網(wǎng)頻率響應(yīng)綜合模型中的參數(shù)（K、H、D、R、TRH、FHP和A）取值，并根據(jù)式（9）、（10）所示的K0-A對(duì)應(yīng)關(guān)系確定直流FLC比例系數(shù)取值，獲取初始運(yùn)行條件。

2）檢測(cè)送端電網(wǎng)頻率，若f≥50.05 Hz，則同步機(jī)組、風(fēng)電機(jī)組進(jìn)行系統(tǒng)一次調(diào)頻；若f≥50.15 Hz，則直流FLC 開(kāi)始參與系統(tǒng)一次調(diào)頻，實(shí)施協(xié)同控制策略。

3）當(dāng)f≥50.5 Hz時(shí)，送端電網(wǎng)采用頻率協(xié)同控制策略不能滿足系統(tǒng)頻率約束要求，將觸發(fā)高頻切機(jī)，流程結(jié)束。

4 仿真分析

為了驗(yàn)證所提送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制策略的有效性，下面以修改后的4 機(jī)11 節(jié)點(diǎn)系統(tǒng)和圖1 所示我國(guó)某實(shí)際送端電網(wǎng)為例進(jìn)行仿真分析。仿真模型中同步機(jī)組的渦輪機(jī)、調(diào)速器和發(fā)電機(jī)均采用典型參數(shù)：H=4.5 s，D=1，R=0.033，F(xiàn)HP=0.3，TRH=6 s。直流FLC 的 死區(qū)值設(shè)為±0.15 Hz，PI 環(huán)節(jié)中KP=0.222，KI=0.3。

4.1 修改后的4機(jī)11節(jié)點(diǎn)系統(tǒng)仿真分析

本節(jié)將4 機(jī)11 節(jié)點(diǎn)系統(tǒng)中節(jié)點(diǎn)7、8 間2 條支路替換為500 kV 的LCC-HVDC 輸電線路，節(jié)點(diǎn)1 同步機(jī)組出力為980 MW，節(jié)點(diǎn)2 所連接的同步機(jī)組由84 臺(tái)單機(jī)容量為5 MW的風(fēng)電場(chǎng)代替，調(diào)整后的4機(jī)11節(jié)點(diǎn)系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如附錄B圖B1所示。

根據(jù)4 機(jī)11 節(jié)點(diǎn)系統(tǒng)潮流分布特點(diǎn)，設(shè)定節(jié)點(diǎn)7 流向節(jié)點(diǎn)8 的LCC-HVDC 單條線路輸送功率為400 MW，區(qū)域1 為30 % 風(fēng)電滲透率的送端電網(wǎng)，風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)取30，并根據(jù)式（9）求得所對(duì)應(yīng)直流FLC 比例系數(shù)取值為0.271。設(shè)置單極閉鎖故障，可得送端電網(wǎng)頻率f、風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率PW和LCC-HVDC傳輸有功功率PL的仿真結(jié)果見(jiàn)圖5。

圖5 不同控制策略的仿真結(jié)果Fig.5 Simulative results of different control strategies

由送端電網(wǎng)頻率仿真結(jié)果可知：當(dāng)直流FLC 參與調(diào)頻時(shí)，fapex=50.596 Hz，未能滿足所提頻率約束條件；然而，在頻率協(xié)同控制策略下fapex=50.435 Hz、fstea=50.199 Hz，均滿足送端電網(wǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行的頻率約束要求，這說(shuō)明所提頻率協(xié)同控制策略有效。由風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率仿真結(jié)果可知：采用所提頻率協(xié)同控制策略后，送端電網(wǎng)頻率越限后風(fēng)電機(jī)組下垂控制的響應(yīng)速度很快，風(fēng)電場(chǎng)輸出功率由420 MW 迅速降低到325 MW；隨著頻率趨于穩(wěn)定，輸出功率又逐漸恢復(fù)至380 MW。風(fēng)電機(jī)組輸出功率約短暫下調(diào)22.6 %，這說(shuō)明本文所提頻率協(xié)同控制策略對(duì)抑制送端電網(wǎng)頻率峰值發(fā)揮出非常顯著的作用。由LCC-HVDC 傳輸有功功率仿真結(jié)果可知：當(dāng)直流FLC 參與調(diào)頻時(shí)，非故障LCC-HVDC 傳輸功率值瞬間達(dá)到最大值480 MW，即實(shí)際工程中所要求的1.2倍額定功率過(guò)載極限值，并持續(xù)20 s左右后開(kāi)始逐漸降低，造成非故障直流線路極大的過(guò)負(fù)荷壓力；而本文所提的頻率協(xié)同控制策略中直流FLC 比例系數(shù)較小，使得傳輸有功功率最大值為458 MW，過(guò)載程度為0.144 p.u.，有效緩解了直流線路過(guò)負(fù)荷壓力，也減少了對(duì)受端系統(tǒng)的功率擾動(dòng)，可有效保障交直流系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行。

在風(fēng)電滲透率為30 % 和60 % 這2 種場(chǎng)景下進(jìn)行仿真分析，得到送端電網(wǎng)頻率f、LCC-HVDC 傳輸有功功率PL、風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率調(diào)制量Pref、風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速ω和風(fēng)電機(jī)組槳距角β的變化曲線，如附錄B 圖B2 所示，圖中Pref和ω均為標(biāo)幺值。由仿真結(jié)果可以看出，本文所提頻率協(xié)同控制策略在高風(fēng)電滲透率場(chǎng)景下的調(diào)頻效果更好，即同規(guī)模同步機(jī)組和風(fēng)電機(jī)組在相同調(diào)差系數(shù)下，風(fēng)電機(jī)組的調(diào)頻速度更快，且所需直流FLC比例系數(shù)更小，降低了系統(tǒng)功率波動(dòng)，送端電網(wǎng)頻率更穩(wěn)定。由風(fēng)電機(jī)組有功功率調(diào)制量、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速以及槳距角的變化曲線可看出：隨著風(fēng)電滲透率增大，即風(fēng)電機(jī)組規(guī)模提升，風(fēng)電機(jī)組參與一次調(diào)頻的相對(duì)功率調(diào)制量反而減小。為進(jìn)一步分析不同場(chǎng)景下所提控制策略的控制性能，將對(duì)比結(jié)果列于表1，表中線路過(guò)載程度和最大轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速均為標(biāo)幺值。

表1 不同風(fēng)電滲透率下控制性能對(duì)比Table 1 Comparison of control performance under different penetrations of wind power

由表1可知，在風(fēng)電滲透率為60 % 的場(chǎng)景下，風(fēng)電機(jī)組的最大轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速及最大槳距角均較小，相對(duì)功率調(diào)制量更低，LCC-HVDC 線路過(guò)載程度也明顯減少，功率轉(zhuǎn)移量隨著風(fēng)電滲透率增大而減小，頻率最大值也更低。因此，在高風(fēng)電滲透率送端電網(wǎng)中，本文所提策略具有更好的控制效果，在保證風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)、直流FLC比例系數(shù)取得較小值時(shí)，又能夠提升送端電網(wǎng)的一次調(diào)頻能力，保障系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行。

4.2 某實(shí)際送端電網(wǎng)仿真分析

本節(jié)進(jìn)一步以圖1 所示我國(guó)某實(shí)際送端電網(wǎng)為例，驗(yàn)證所提頻率協(xié)同控制策略在實(shí)際送端電網(wǎng)中應(yīng)用的可行性。由于該實(shí)際送端電網(wǎng)的直流外送規(guī)模較大，直流FLC調(diào)制的功率范圍較寬，有利于充分驗(yàn)證直流FLC控制參數(shù)整定的準(zhǔn)確性，因此，本節(jié)分別從送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制策略的有效性和參數(shù)整定的合理性兩方面進(jìn)行驗(yàn)證。

4.2.1 送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制策略有效性驗(yàn)證

在風(fēng)電滲透率為30 %且LCC-HVDC 線路1、3 發(fā)生連續(xù)單極閉鎖（功率波動(dòng)為15 %）的場(chǎng)景下，分別對(duì)比如下3 種控制策略：①控制策略1，僅直流FLC參與調(diào)頻；②控制策略2，直流FLC 和風(fēng)電機(jī)組在無(wú)協(xié)調(diào)方式下共同參與調(diào)頻；③控制策略3，所提直流FLC 和風(fēng)電機(jī)組協(xié)同控制參與調(diào)頻。送端電網(wǎng)頻率f、風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率PW和LCC-HVDC 線路4 傳輸有功功率PL4仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同頻率控制策略的仿真結(jié)果Fig.6 Simulative results with different frequency control strategies

由圖6 可知：當(dāng)采用控制策略1 時(shí)，受端電網(wǎng)頻率最大值fapex=50.584 Hz，不能滿足所提頻率約束條件，且非故障LCC-HVDC 線路4 傳輸功率值瞬間達(dá)到最大值1 200 MW，在持續(xù)18 s后開(kāi)始逐漸降低，造成線路極大的過(guò)負(fù)荷壓力；而控制策略2、3 對(duì)頻率峰值有著抑制明顯作用，LCC-HVDC 線路過(guò)負(fù)荷運(yùn)行程度得到明顯改善。

相較于控制策略2，控制策略3對(duì)頻率最大值抑制能力略低，二者相差0.024 Hz；而準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)頻率均為50.15 Hz；控制策略3對(duì)風(fēng)電機(jī)組參與一次調(diào)頻的功率調(diào)用量略高，相差16.3 MW，相當(dāng)于控制策略3 多調(diào)用約1.09 % 風(fēng)電場(chǎng)有功功率參與一次調(diào)頻。但2 種控制策略在直流FLC 環(huán)節(jié)中產(chǎn)生的功率轉(zhuǎn)移量卻有很大的差別。

由LCC-HVDC 線路4 傳輸?shù)挠泄β首兓€可知：正常狀態(tài)下其傳輸?shù)挠泄β蕿? 000 MW；2 s 時(shí)LCC-HVDC 線路1、3 發(fā)生連續(xù)單極閉鎖故障后，采用控制策略2時(shí)LCC-HVDC線路4傳輸有功功率最大值達(dá)到1 192 MW，接近直流過(guò)載能力最大值1.2 p.u.，而采用控制策略3 時(shí)LCC-HVDC 線路4 傳輸有功功率最大值為1 144 MW，線路過(guò)載程度為0.144 p.u.，與前者約相差4.8 % 的線路傳輸功率。這說(shuō)明控制策略3 既有效緩解了直流線路過(guò)負(fù)荷壓力，又減少了對(duì)受端系統(tǒng)的功率擾動(dòng)，保障了交直流系統(tǒng)安全運(yùn)行。

4.2.2 參數(shù)整定合理性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證直流FLC比例系數(shù)取值與風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)協(xié)同配合作用的有效性，首先根據(jù)《并網(wǎng)電源一次調(diào)頻技術(shù)規(guī)定及試驗(yàn)導(dǎo)則》中所選用調(diào)頻增益系數(shù)的典型值，并選取送端電網(wǎng)風(fēng)電滲透率為30 % 的場(chǎng)景，由式（9）求得對(duì)應(yīng)比例系數(shù)的取值，對(duì)應(yīng)如下3 種場(chǎng)景：①場(chǎng)景1，當(dāng)A=10 時(shí)，K300，min=0.394；②場(chǎng)景2，當(dāng)A=30 時(shí)，K300，min=0.271；③場(chǎng)景3，當(dāng)A=50時(shí)，K300，min=0.151。設(shè)定故障為2 s 時(shí)LCC-HVDC 線路1、3 發(fā)生連續(xù)單極閉鎖故障，造成的功率波動(dòng)ΔP為15 %，仿真結(jié)果如附錄B圖B3所示。

由送端電網(wǎng)頻率仿真結(jié)果可以看出：3 種不同控制參數(shù)場(chǎng)景中，送端電網(wǎng)頻率最大值與準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)頻率值均控制在約束范圍內(nèi)，即發(fā)生直流閉鎖故障后，通過(guò)風(fēng)電機(jī)組下垂控制和直流FLC的協(xié)同控制保障了送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定，驗(yàn)證了直流FLC 比例系數(shù)取值的有效性；隨著調(diào)頻增益系數(shù)的增大，即使直流FLC 比例系數(shù)減小，送端電網(wǎng)頻率最大值也明顯降低，這說(shuō)明風(fēng)電機(jī)組參與一次調(diào)頻的功率變化量對(duì)抑制送端電網(wǎng)頻率最大值具有較大影響。

由LCC-HVDC 線路4 傳輸有功功率的仿真結(jié)果可知：直流FLC 比例系數(shù)直接影響非故障直流線路的傳輸功率，在滿足系統(tǒng)安全運(yùn)行的頻率約束條件下，可以通過(guò)增大風(fēng)電機(jī)組調(diào)頻增益系數(shù)減小直流FLC 比例系數(shù)，來(lái)有效降低LCC-HVDC 線路過(guò)負(fù)荷壓力。

由風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率調(diào)制量、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和槳距角的變化曲線可知，風(fēng)電機(jī)組通過(guò)超速控制和變槳控制協(xié)調(diào)配合，可有效參與送端電網(wǎng)一次調(diào)頻：當(dāng)增益系數(shù)較小時(shí)，僅進(jìn)行超速減載控制；當(dāng)增益系數(shù)較大時(shí)，在進(jìn)行超速減載控制基礎(chǔ)上，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速達(dá)到1.2倍的額定轉(zhuǎn)速值后，啟動(dòng)槳距角控制。該下垂控制方法提高了風(fēng)電機(jī)組的頻率響應(yīng)能力，有效改善高風(fēng)電滲透率送端電網(wǎng)的頻率穩(wěn)定性。

5 結(jié)論

本文提出了一種適用于大規(guī)模風(fēng)電經(jīng)LCCHVDC 送出電網(wǎng)的風(fēng)電機(jī)組與直流FLC 協(xié)同控制調(diào)頻策略，通過(guò)修改后的4 機(jī)11 節(jié)點(diǎn)系統(tǒng)和我國(guó)某實(shí)際送端電網(wǎng)進(jìn)行算例分析，驗(yàn)證了所提控制策略的有效性，相關(guān)結(jié)論如下：

1）風(fēng)電機(jī)組通過(guò)改變轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速與槳距角主動(dòng)參與送端電網(wǎng)快速調(diào)頻，其與直流FLC 協(xié)同控制對(duì)抑制送端電網(wǎng)頻率峰值發(fā)揮出了顯著的作用，可有效解決送端電網(wǎng)高頻問(wèn)題，在保障系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行的同時(shí)，又能減少高頻切機(jī)動(dòng)作次數(shù)；

2）在高滲透率風(fēng)電場(chǎng)景下，風(fēng)電與FLC 協(xié)同控制的調(diào)頻速度更快，相同控制參數(shù)下風(fēng)電機(jī)組的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速、槳距角變化量以及直流功率波動(dòng)量均較小，一次調(diào)頻控制性能更佳；

3）基于送端電網(wǎng)頻率綜合模型的FLC參數(shù)整定方法優(yōu)化了風(fēng)電、直流的協(xié)同調(diào)頻功率分配，有效緩解了LCC-HVDC 線路短時(shí)過(guò)負(fù)荷運(yùn)行壓力，增強(qiáng)了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

附錄見(jiàn)本刊網(wǎng)絡(luò)版（http：//www.epae.cn）。