陳厚合，于浩田，劉先超，姜 濤，李國慶

（東北電力大學 現(xiàn)代電力系統(tǒng)仿真控制與綠色電能新技術教育部重點實驗室，吉林 吉林 132012）

0 引言

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

據(jù)國家能源局預測，預計到2060 年我國新能源裝機占比將超過70 %，發(fā)電量超過50 %，成為電力供應主體［5］。隨著風電滲透率持續(xù)增長，送端電網(wǎng)低慣量、弱調頻能力的難題將進一步凸顯，一旦發(fā)生直流閉鎖故障，送端電網(wǎng)高頻問題十分嚴重［6-7］。高頻切機是解決送端電網(wǎng)高頻問題的有效措施，但代價高昂，且切機準確度難以掌握，一旦發(fā)生過切事件，可能導致低頻失穩(wěn)情況，帶來更大的經(jīng)濟損失［8-9］。因此，亟待研究高滲透率風電經(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現(xiàn)了準確、快速的功率調節(jié)控制，可有效解決由直流閉鎖故障引起的高頻問題［10-11］。文獻［12］提出利用直流潮流法對直流FLC 備用容量、死區(qū)等參數(shù)設定值進行優(yōu)化，以提升對頻率峰值的抑制。在此基礎上，文獻［13］構建了一種直流FLC 參數(shù)的雙層優(yōu)化模型，通過分層求解獲取直流FLC的最優(yōu)控制參數(shù)。文獻［14］基于改進的系統(tǒng)頻率響應模型，提出了一種帶死區(qū)的直流FLC 控制策略，在避免FLC 頻繁動作的同時又保障了系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性。上述文獻對高壓直流線路附加的直流FLC 進行了研究，利用多直流線路之間的功率轉移獲得了一次調頻能力，但高比例新能源送端電網(wǎng)的弱調頻能力特性導致頻率變化更加迅速，直流FLC 的功率轉移極限受制于非故障直流的過載能力，迫切需要大規(guī)模風電參與一次調頻過程，以避免新能源發(fā)電高頻脫網(wǎng)。

風電機組參與一次調頻常見的控制方法有超速減載、變槳距角以及二者相結合的綜合控制方法［15-17］。文獻［18］提出了一種風電機組參與系統(tǒng)調頻的改進附加頻率控制策略，根據(jù)頻率變化修正控制參數(shù)，增強了系統(tǒng)的調頻效果。文獻［19］提出了一種計及動態(tài)頻率約束的火電-風電機組聯(lián)合調頻策略，在滿足經(jīng)濟性的同時提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。但上述頻率控制方法均未能考慮高頻問題嚴重的送端電網(wǎng)調頻特性，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)調頻率控制方面，文獻［20］考慮含大規(guī)模風電送端電網(wǎng)的頻率越限問題，基于模型預測提出了一種多源協(xié)同的調頻策略，可改善送端電網(wǎng)頻率動態(tài)響應特性。文獻［21］提出了一種高比例水電系統(tǒng)的網(wǎng)省聯(lián)合實時優(yōu)化調度方法，利用日前預測協(xié)調技術，在提升送端電網(wǎng)新能源消納能力的基礎上，又進一步增強了送端電網(wǎng)的調頻能力。以上研究通過多種調頻措施來增強送端電網(wǎng)的調頻能力，但未能充分考慮風電機組與直流線路協(xié)同配合的控制特性。

為此，面向未來高滲透率風電經(jīng)LCC-HVDC 送出的送端電網(wǎng)的調頻需求，本文提出一種風電機組與直流FLC 參與系統(tǒng)一次調頻的協(xié)同控制策略，通過合理分配兩者的調頻時序和功率調制量，提升送端電網(wǎng)的頻率穩(wěn)定性。首先，分析風電與直流FLC的調頻原理，建立包括風電與直流FLC 參與一次調頻的送端電網(wǎng)頻率響應綜合模型，對比分析各調頻控制參數(shù)的作用效果，根據(jù)電網(wǎng)一次調頻要求整定風電與直流FLC控制參數(shù)；然后，結合兩者的調頻速度與調頻能力差異，設計風電-直流FLC協(xié)同調頻控制策略，在提高送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定性的同時，降低LCC-HVDC 線路過載和高頻切機的風險；最后，通過修改的4機11節(jié)點系統(tǒng)和我國某實際送端電網(wǎng)進行仿真分析，驗證了所提策略的有效性與可行性。

1 風電經(jīng)多回LCC-HVDC 送出的送端電網(wǎng)結構及直流FLC控制原理和特性

1.1 含大規(guī)模風電的送端電網(wǎng)結構

以圖1 所示的我國某實際送、受端電網(wǎng)的拓撲結構為例，大規(guī)模風電經(jīng)多回LCC-HVDC送出，送端電網(wǎng)電源主要由同步電源和風電集群構成，經(jīng)4 條LCC-HVDC線路分別送出至不同的受端電網(wǎng)。

圖1 我國某實際送、受端電網(wǎng)的拓撲結構Fig.1 Topology structure of some actual sending- and receiving-end power gird in China

結合我國某實際送端電網(wǎng)運行情況［12-13］，設送端電網(wǎng)總輸出功率為5 000 MW，送端電網(wǎng)本地負荷Pload為2 000 MW，4 條LCC-HVDC 線路電壓等級為±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，多回直流線路對送端電網(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控制原理與同步機組一次調頻原理類似，當送端電網(wǎng)頻率偏差超過直流FLC 的啟動死區(qū)時，直流FLC通過比例積分（proportional integral，PI）控制得到非故障換流站附加功率轉帶指令，減小發(fā)生擾動后造成的送端電網(wǎng)功率不平衡量，抑制送端電網(wǎng)頻率變化。常用的反向頻差復歸式直流FLC控制邏輯如附錄A圖A1所示。

1）當頻率偏差未超過直流FLC 死區(qū)時，在限幅作用下，功率調制量總和ΔPsum為0。

2）當頻率偏差超過直流FLC 死區(qū)時，以高頻為例，附加功率調制量ΔPup的計算公式為：

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制值，若頻率偏差較大則會達到直流線路的過負荷運行極限狀態(tài)，工程中附加功率調制值一般取1.2倍額定功率值；長時間處于超載負荷狀態(tài)對LCC-HVDC 線路穩(wěn)定運行造成很大威脅，當頻率偏差再次回到死區(qū)之內時，積分環(huán)節(jié)反向調節(jié)直至輸出的附加功率調制值為0。

1.3 直流FLC的控制響應特性

在未來大規(guī)模風電經(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，則風電的弱調頻能力和最大功率點跟蹤（maximum power point tracking，MPPT）控制特性可能造成更嚴重的高頻問題，保障送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定面臨著更加嚴峻的挑戰(zhàn)。設置一回直流單極閉鎖，功率波動約為10 %，分析不同風電滲透率（30 %、60 %）下有、無直流FLC 一次調頻控制響應特性，仿真結果如圖2所示。

圖2 不同場景下送端電網(wǎng)的頻率響應曲線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)的高頻問題，但隨著風電滲透率增加，送端電網(wǎng)僅靠傳統(tǒng)機組和直流線路進行一次調頻已不能滿足系統(tǒng)安全運行時對頻率約束的要求。因此，在含高滲透率風電的多回LCC-HVDC 送端電網(wǎng)中，風電機組參與送端電網(wǎng)調頻是必要的。

2 風電與直流FLC參與一次調頻的送端電網(wǎng)頻率響應綜合模型

2.1 風電機組一次調頻原理

通常狀態(tài)下，風電機組運行在MPPT 控制模式，不具有調頻能力，其運行時功率-轉速特性曲線如附錄A圖A2所示。

針對高頻問題嚴重的送端電網(wǎng)，風電機組可采用超速減載控制和變槳距角控制方法，將風電機組輸出功率從MPPT 功率點降低至指定值點，從而參與系統(tǒng)的一次調頻。該控制方法設計思路為：通過引入附加一次調頻控制環(huán)節(jié)，將電網(wǎng)頻率變化引起的附加功率指令輸入轉子側換流器，進而改變風電機組的并網(wǎng)電磁功率；結合風電轉子軸系的不平衡轉矩使得轉子轉速或槳距角降低至減載運行點，完成風電機組主動參與送端電網(wǎng)的一次調頻過程。風電機組一次調頻控制原理如圖3 所示。圖中：PW為風電機組輸出有功功率；Pref為風電機組輸出有功功率調制量；PMPPT為風電機組最大功率點輸出功率；ΔPA為功率指令值；ωr、ωref分別為風電機組轉子轉速及其參考值；Δωr為風電機組轉子轉速調制值；β、βref分別為風電機組槳距角及其參考值；Tservo為槳距角控制環(huán)節(jié)時間常數(shù)。

圖3 風電機組下垂控制原理Fig.3 Droop control principle of wind turbine

首先，將頻率偏差輸入控制環(huán)節(jié)中，通過判斷功率指令值ΔPA和風速值大小來決策轉速及槳距角的調節(jié)順序。在中、低風速下，先將功率調制信號輸入轉子側控制器，進行轉速調節(jié)，完成超速減載控制過程，當轉速達到極限值，即1.2倍額定轉速時，再通過PI 環(huán)節(jié)調整槳距角控制量，從而完成變槳距角控制過程；在高風速下，轉速已達到極限值狀態(tài)，則直接進行變槳距角控制，完成風電機組一次調頻過程。

在《并網(wǎng)電源一次調頻技術規(guī)定及試驗導則》中規(guī)定風電場站一次調頻調差系數(shù)應為2 %～10 %［22］，由此，本文選取3 個風電機組調頻增益系數(shù)的邊界值作為典型值，分別為10、30和50。

2.2 頻率響應綜合模型

對于含高滲透率風電的送端電網(wǎng)，在頻率響應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)電側由同步機組和風電機組構成，因此，定義同步機組的發(fā)電系數(shù)為K，計算表達式如下：

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

送端電網(wǎng)通常關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)同步機組、風電機組一次調頻及直流FLC，建立如圖4所示的送端電網(wǎng)頻率響應綜合模型。圖中：H為送端電網(wǎng)所有同步機組的總慣量系數(shù)；D為送端電網(wǎng)的阻尼系數(shù)；R為調速器的調差系數(shù)；FHP為汽輪機高壓缸輸出功率占比系數(shù)；TRH為再熱環(huán)節(jié)時間常數(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 含風電機組和FLC參與調頻的系統(tǒng)頻率響應模型Fig.4 Frequency response model of system with wind turbine and FLC participating in frequency regulation

為了便于計算，根據(jù)文獻［24］，將同步機組的頻率響應簡化為圖4 中的等值閉環(huán)控制模型，風電機組下垂控制特性用調頻增益系數(shù)來表示，直流FLC控制特性用比例系數(shù)來表示。

由圖2 可知，高滲透風電場景下直流閉鎖引起的高頻問題均會觸發(fā)FLC，故忽略積分環(huán)節(jié)和死區(qū)，將直流FLC 看作比例控制過程，可得送端電網(wǎng)頻率響應綜合模型的閉環(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。對應的特征方程和其特征方程系數(shù)應滿足條件的具體表達式分別見附錄A式（A1）、（A2）。

由閉環(huán)傳遞函數(shù)可得頻率偏差的頻域表達式Δf(s)，再通過Laplace反變換，可得系統(tǒng)頻率偏差時域表達式Δf(t)，將其對時間t求導，可得頻率峰值所對應時間tapex，如式（5）所示。進而可得頻率最大值fapex，如式（6）所示。

式中：f0為基準頻率。

頻率最大值是衡量系統(tǒng)頻率安全穩(wěn)定的關鍵評價指標，對其影響因素進行研究具有重要意義。由式（6）、（7）可知，頻率最大值fapex與風電滲透率1-K、風電機組調頻增益系數(shù)A、直流FLC 控制的比例系數(shù)K0以及發(fā)生故障產(chǎn)生的功率波動量ΔP直接相關，因此，有必要對上述影響因子進一步研究。

2.3 頻率響應模型的控制特性分析

為了進一步分析風電機組調頻增益系數(shù)和直流FLC 比例系數(shù)對頻率最大值的影響，根據(jù)不同功率波動量和風電滲透率分別設定場景1（ΔP=10 %，1-K=30 %）、場景2（ΔP=15 %，1-K=30 %）、場景3（ΔP=10 %，1-K=60 %）。由頻率響應綜合模型構建出不同場景下風電機組調頻增益系數(shù)、直流FLC比例系數(shù)與頻率最大值的關系曲線圖，如附錄A 圖A3所示。

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

3 送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制策略

根據(jù)我國電能質量的要求：一次調頻作用后穩(wěn)態(tài)頻率偏差的允許值為±0.2 Hz；為避免觸發(fā)高頻切機動作，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為準穩(wěn)態(tài)頻率）作為頻率約束條件。

對含多回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移可以有效解決系統(tǒng)高頻問題，但可能使得非故障直流線路瀕臨熱穩(wěn)定極限，且對受端電網(wǎng)造成一定的功率擾動。因此，設計滿足送端電網(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)最小取值設計

由式（6）可知，當時間tapex趨近于無窮大時，準穩(wěn)態(tài)頻率fstea的表達式為：

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

由上述公式可知，在高風電滲透率場景下，一次函數(shù)斜率增大，調頻增益系數(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 %，當功率波動為15 % 時，直流FLC比例系數(shù)最大值為0.45。因此，當K0＞0.45 時，直流FLC 與風電機組一次調頻協(xié)同控制作用效果不能滿足頻率約束條件，此時頻率變化將會觸發(fā)高頻切機動作。

3.2 頻率協(xié)同控制策略

綜上，本文利用直流FLC 和風電機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，其詳細步驟如下。

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

2）檢測送端電網(wǎng)頻率，若f≥50.05 Hz，則同步機組、風電機組進行系統(tǒng)一次調頻；若f≥50.15 Hz，則直流FLC 開始參與系統(tǒng)一次調頻，實施協(xié)同控制策略。

3）當f≥50.5 Hz時，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，流程結束。

4 仿真分析

為了驗證所提送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制策略的有效性，下面以修改后的4 機11 節(jié)點系統(tǒng)和圖1 所示我國某實際送端電網(wǎng)為例進行仿真分析。仿真模型中同步機組的渦輪機、調速器和發(fā)電機均采用典型參數(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)值設為±0.15 Hz，PI 環(huán)節(jié)中KP=0.222，KI=0.3。

4.1 修改后的4機11節(jié)點系統(tǒng)仿真分析

本節(jié)將4 機11 節(jié)點系統(tǒng)中節(jié)點7、8 間2 條支路替換為500 kV 的LCC-HVDC 輸電線路，節(jié)點1 同步機組出力為980 MW，節(jié)點2 所連接的同步機組由84 臺單機容量為5 MW的風電場代替，調整后的4機11節(jié)點系統(tǒng)的拓撲結構如附錄B圖B1所示。

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

圖5 不同控制策略的仿真結果Fig.5 Simulative results of different control strategies

由送端電網(wǎng)頻率仿真結果可知：當直流FLC 參與調頻時，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)定運行的頻率約束要求，這說明所提頻率協(xié)同控制策略有效。由風電機組輸出有功功率仿真結果可知：采用所提頻率協(xié)同控制策略后，送端電網(wǎng)頻率越限后風電機組下垂控制的響應速度很快，風電場輸出功率由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至380 MW。風電機組輸出功率約短暫下調22.6 %，這說明本文所提頻率協(xié)同控制策略對抑制送端電網(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果可知：當直流FLC 參與調頻時，非故障LCC-HVDC 傳輸功率值瞬間達到最大值480 MW，即實際工程中所要求的1.2倍額定功率過載極限值，并持續(xù)20 s左右后開始逐漸降低，造成非故障直流線路極大的過負荷壓力；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，過載程度為0.144 p.u.，有效緩解了直流線路過負荷壓力，也減少了對受端系統(tǒng)的功率擾動，可有效保障交直流系統(tǒng)安全穩(wěn)定運行。

在風電滲透率為30 % 和60 % 這2 種場景下進行仿真分析，得到送端電網(wǎng)頻率f、LCC-HVDC 傳輸有功功率PL、風電機組輸出有功功率調制量Pref、風電機組轉子轉速ω和風電機組槳距角β的變化曲線，如附錄B 圖B2 所示，圖中Pref和ω均為標幺值。由仿真結果可以看出，本文所提頻率協(xié)同控制策略在高風電滲透率場景下的調頻效果更好，即同規(guī)模同步機組和風電機組在相同調差系數(shù)下，風電機組的調頻速度更快，且所需直流FLC比例系數(shù)更小，降低了系統(tǒng)功率波動，送端電網(wǎng)頻率更穩(wěn)定。由風電機組有功功率調制量、轉子轉速以及槳距角的變化曲線可看出：隨著風電滲透率增大，即風電機組規(guī)模提升，風電機組參與一次調頻的相對功率調制量反而減小。為進一步分析不同場景下所提控制策略的控制性能，將對比結果列于表1，表中線路過載程度和最大轉子轉速均為標幺值。

表1 不同風電滲透率下控制性能對比Table 1 Comparison of control performance under different penetrations of wind power

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

4.2 某實際送端電網(wǎng)仿真分析

本節(jié)進一步以圖1 所示我國某實際送端電網(wǎng)為例，驗證所提頻率協(xié)同控制策略在實際送端電網(wǎng)中應用的可行性。由于該實際送端電網(wǎng)的直流外送規(guī)模較大，直流FLC調制的功率范圍較寬，有利于充分驗證直流FLC控制參數(shù)整定的準確性，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行驗證。

4.2.1 送端電網(wǎng)頻率協(xié)同控制策略有效性驗證

在風電滲透率為30 %且LCC-HVDC 線路1、3 發(fā)生連續(xù)單極閉鎖（功率波動為15 %）的場景下，分別對比如下3 種控制策略：①控制策略1，僅直流FLC參與調頻；②控制策略2，直流FLC 和風電機組在無協(xié)調方式下共同參與調頻；③控制策略3，所提直流FLC 和風電機組協(xié)同控制參與調頻。送端電網(wǎng)頻率f、風電機組輸出有功功率PW和LCC-HVDC 線路4 傳輸有功功率PL4仿真結果如圖6所示。

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

由圖6 可知：當采用控制策略1 時，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 傳輸功率值瞬間達到最大值1 200 MW，在持續(xù)18 s后開始逐漸降低，造成線路極大的過負荷壓力；而控制策略2、3 對頻率峰值有著抑制明顯作用，LCC-HVDC 線路過負荷運行程度得到明顯改善。

相較于控制策略2，控制策略3對頻率最大值抑制能力略低，二者相差0.024 Hz；而準穩(wěn)態(tài)頻率均為50.15 Hz；控制策略3對風電機組參與一次調頻的功率調用量略高，相差16.3 MW，相當于控制策略3 多調用約1.09 % 風電場有功功率參與一次調頻。但2 種控制策略在直流FLC 環(huán)節(jié)中產(chǎn)生的功率轉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LCC-HVDC線路4傳輸有功功率最大值達到1 192 MW，接近直流過載能力最大值1.2 p.u.，而采用控制策略3 時LCC-HVDC 線路4 傳輸有功功率最大值為1 144 MW，線路過載程度為0.144 p.u.，與前者約相差4.8 % 的線路傳輸功率。這說明控制策略3 既有效緩解了直流線路過負荷壓力，又減少了對受端系統(tǒng)的功率擾動，保障了交直流系統(tǒng)安全運行。

4.2.2 參數(shù)整定合理性驗證

為了驗證直流FLC比例系數(shù)取值與風電機組調頻增益系數(shù)協(xié)同配合作用的有效性，首先根據(jù)《并網(wǎng)電源一次調頻技術規(guī)定及試驗導則》中所選用調頻增益系數(shù)的典型值，并選取送端電網(wǎng)風電滲透率為30 % 的場景，由式（9）求得對應比例系數(shù)的取值，對應如下3 種場景：①場景1，當A=10 時，K300，min=0.394；②場景2，當A=30 時，K300，min=0.271；③場景3，當A=50時，K300，min=0.151。設定故障為2 s 時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ΔP為15 %，仿真結果如附錄B圖B3所示。

由送端電網(wǎng)頻率仿真結果可以看出：3 種不同控制參數(shù)場景中，送端電網(wǎng)頻率最大值與準穩(wěn)態(tài)頻率值均控制在約束范圍內，即發(fā)生直流閉鎖故障后，通過風電機組下垂控制和直流FLC的協(xié)同控制保障了送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定，驗證了直流FLC 比例系數(shù)取值的有效性；隨著調頻增益系數(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，這說明風電機組參與一次調頻的功率變化量對抑制送端電網(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)安全運行的頻率約束條件下，可以通過增大風電機組調頻增益系數(shù)減小直流FLC 比例系數(shù)，來有效降低LCC-HVDC 線路過負荷壓力。

由風電機組輸出有功功率調制量、轉子轉速和槳距角的變化曲線可知，風電機組通過超速控制和變槳控制協(xié)調配合，可有效參與送端電網(wǎng)一次調頻：當增益系數(shù)較小時，僅進行超速減載控制；當增益系數(shù)較大時，在進行超速減載控制基礎上，轉子轉速達到1.2倍的額定轉速值后，啟動槳距角控制。該下垂控制方法提高了風電機組的頻率響應能力，有效改善高風電滲透率送端電網(wǎng)的頻率穩(wěn)定性。

5 結論

本文提出了一種適用于大規(guī)模風電經(jīng)LCCHVDC 送出電網(wǎng)的風電機組與直流FLC 協(xié)同控制調頻策略，通過修改后的4 機11 節(jié)點系統(tǒng)和我國某實際送端電網(wǎng)進行算例分析，驗證了所提控制策略的有效性，相關結論如下：

1）風電機組通過改變轉子轉速與槳距角主動參與送端電網(wǎng)快速調頻，其與直流FLC 協(xié)同控制對抑制送端電網(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)高頻問題，在保障系統(tǒng)安全穩(wěn)定運行的同時，又能減少高頻切機動作次數(shù)；

2）在高滲透率風電場景下，風電與FLC 協(xié)同控制的調頻速度更快，相同控制參數(shù)下風電機組的轉子轉速、槳距角變化量以及直流功率波動量均較小，一次調頻控制性能更佳；

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)化了風電、直流的協(xié)同調頻功率分配，有效緩解了LCC-HVDC 線路短時過負荷運行壓力，增強了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

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