本發(fā)明涉及一種雙饋風電機組頻率下垂系數修正方法及其控制系統(tǒng)，屬于雙饋風電機組頻率響應控制技術領域。

背景技術：

為了應對全球氣候變化和環(huán)境污染危機，進行能源生產和消費改革，大力發(fā)展可再生清潔能源，已成為全球普遍共識。截至到2015年底，全球風電累計裝機容量達到3.32億千萬，遍布100多個國家和地區(qū)。在丹麥、西班牙和德國，其風電的發(fā)電量占比已經達到42％、19％和13％。然而由于風電機組變流器多采用了矢量解耦控制，從而導致了風電機組轉子轉速與電網頻率發(fā)生解耦。那么隨著風電裝機規(guī)模的不斷擴大，勢必消弱系統(tǒng)的頻率調節(jié)能力。目前包括德國、丹麥、挪威、英國等歐洲國家的電網部門明確規(guī)定風電場需要具備一次頻率調節(jié)能力。

johanmorren等人早在2006年就提出了在變速風電機組轉子側變流器有功控制環(huán)中增加經典的比例微分輔助控制器，從而給出了變速風電機組頻率控制器的基本雛形。緊接著有很多相關風電機組頻率控制技術在該雛形基礎上不斷提出。而其中關于變速風電機組頻率輔助控制器參數的整定方法，正逐漸成為一個重要研究方向。如由潘文霞，全銳，王飛發(fā)表的《基于雙饋風電機組的變下垂系數控制策略》論文中將轉子有效慣性動能與純機械減載容量作為實時可用容量整定變下垂系數，從而可以自適應風速變化，最大挖掘雙饋風電機組的下垂調頻能力。但它主觀認為雙饋風電機組會按照設定的下垂系數作出期望一次調頻貢獻，可事實上，由于雙饋風電機組減載備用曲線運行點會隨轉子轉速變化而發(fā)生偏移，導致其實際一次調頻能力要低于期望值，即已有雙饋風電機組下垂系數整定方法無法使其按照設定下垂系數貢獻出期望一次調頻能力。因此本發(fā)明致力于解決該問題，提出了一種基于低階頻率響應模型修正雙饋風電機組下垂系數的方法，從而可使其向系統(tǒng)貢獻出期望一次調頻能力。

技術實現要素：

本發(fā)明的目的在于克服現有技術中的不足，提供了一種雙饋風電機組頻率下垂系數修正方法及其控制系統(tǒng)，通過建立低階頻率響應模型，分別推導出雙饋風電機組期望與實際一次調頻能力的量化計算式，再根據量化計算式對由風電場控制中心設定的下垂系數進行有效修正，旨在使雙饋風電機組向系統(tǒng)貢獻出期望一次調頻能力。

為解決上述技術問題，本發(fā)明提供了一種雙饋風電機組頻率下垂系數修正方法，其特征是，包括以下步驟：

步驟s1，實時監(jiān)測系統(tǒng)頻率的變化，當系統(tǒng)頻率偏差超過設定的死區(qū)頻率閾值時，則觸發(fā)下一步進行頻率響應控制；

步驟s2，根據當前風速vw0，以及初始減載率計算縮小因子并每隔一段時間更新此值以自適應風速變化，

其中

pm,pe_實際分別為雙饋風電機組輸入機械與實際輸出的有功功率；pn_dg1為雙饋風電機組額定功率；ωr為雙饋風電機組實時轉子轉速；ωr0為雙饋風電機組初始轉速；ρ為空氣密度；r為風輪半徑；vw0為當前風速；fn＝50hz；g為齒輪箱變比；p為極對數；ωs為系統(tǒng)實時頻率；ωsn為系統(tǒng)額定頻率；cpmax為最大風能利用系數；λopt為雙饋風電機組僅采用超速法并按照減載率d％運行在備用狀態(tài)時的葉尖速比；β為槳距角，d％為雙饋風電機組初始減載率；

步驟s3，將由風電場控制中心設定的下垂系數rf乘以縮小因子依據修正后的下垂系數進行雙饋風電機組的頻率下垂控制。

進一步的，縮小因子的計算過程為：

步驟s01，在傳統(tǒng)低階頻率響應模型基礎上，建立考慮雙饋風電機組期望一次調頻能力時的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型；

步驟s02，在傳統(tǒng)低階頻率響應模型基礎上，建立考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力時的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型；

步驟s03，根據所建立的考慮雙饋風電機組期望一次調頻能力時的低階頻率響應模型，建立系統(tǒng)頻率偏差δωs與系統(tǒng)有功負荷擾動δpl的傳遞函數關系式；

步驟s04，根據所建立的考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力時的低階頻率響應模型，建立系統(tǒng)頻率偏差δωs與系統(tǒng)有功負荷擾動δpl傳遞函數關系式；

步驟s05，基于步驟s03中獲得的系統(tǒng)頻率偏差δωs與系統(tǒng)有功負荷擾動δpl的傳遞函數關系式，根據拉普拉斯變換終值定理推導出系統(tǒng)期望穩(wěn)態(tài)頻率偏差δωqss期望計算式；

步驟s06，基于步驟s04中獲得的系統(tǒng)頻率偏差δωs與系統(tǒng)有功負荷擾動δpl傳遞函數關系式，根據拉普拉斯變換終值定理推導出系統(tǒng)實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差δωqss實際計算式；

步驟s07，基于以上獲得系統(tǒng)期望與實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差的量化計算式，獲得下垂系數的縮小因子。

進一步的，步驟s02中建立考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型，先獲得雙饋風電機組實際輸出的額外有功功率δpe_實際與系統(tǒng)頻率偏差δωs之間的關系式為：

在傳統(tǒng)低階頻率響應模型基礎上，從系統(tǒng)頻率偏差δωs出發(fā)，先乘以再乘以最后再與折算后的分布式系統(tǒng)有功負荷擾動相減，獲得考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型。

進一步的，系統(tǒng)期望穩(wěn)態(tài)頻率偏差δωqss期望計算式：

進一步的，系統(tǒng)實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差δωqss實際計算式：

相應的，本發(fā)明的雙饋風電機組頻率下垂系數修正控制系統(tǒng)，其特征是，包括系統(tǒng)頻率監(jiān)測單元、下垂系數修正單元以及頻率響應控制單元；

系統(tǒng)頻率監(jiān)測單元，用于實時監(jiān)測系統(tǒng)頻率的變化，當系統(tǒng)頻率偏差超過設定的死區(qū)頻率閾值時，則觸發(fā)下垂系數修正單元；

下垂系數修正單元，用于對由風電場控制中心設定的下垂系數rf乘以一個縮小因子進行修正，并將修正后的下垂系數發(fā)送至頻率響應控制單元。

頻率響應控制單元，用于依據修正后的下垂系數進行雙饋風電機組的頻率下垂控制。

與現有技術相比，本發(fā)明所達到的有益效果是：通過將風電場控制中心設定的下垂系數rf乘以縮小因子進行修正后，能夠使系統(tǒng)實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差到達期望值，從而使雙饋風電機組貢獻出期望一次調頻能力。

附圖說明

圖1是傳統(tǒng)低階頻率響應模型；

圖2是考慮雙饋風電機組期望一次調頻能力時的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型；

圖3是考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力時的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型；

圖4是具體實施雙饋風電機組下垂系數修正方法的控制策略框圖；

圖5為具體實施驗證下垂系數修正方法有效性的仿真模型；

圖6為具體實施中下垂系數修正前、后與期望調頻效果的比較結果。

具體實施方式

下面結合附圖對本發(fā)明作進一步描述。以下實施例僅用于更加清楚地說明本發(fā)明的技術方案，而不能以此來限制本發(fā)明的保護范圍。

本發(fā)明的一種雙饋風電機組下垂系數修正方法，首先分別建立了考慮雙饋風電機組期望與實際一次調頻能力時的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型；然后選取為“縮小穩(wěn)態(tài)頻率偏差的貢獻”作為評估雙饋風電機組一次調頻能力的量化指標，并根據所建立的低階頻率響應模型分別推導出期望與實際系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)頻率偏差的量化計算式；最后根據所推導的期望與實際系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)頻率偏差的量化計算式來修正雙饋風電機組下垂系數。具體如下：

步驟s1，在傳統(tǒng)低階頻率響應模型基礎上，建立考慮雙饋風電機組期望一次調頻能力時的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型。

文獻<<alow-ordersystemfrequencyresponsemodel>>建立了傳統(tǒng)低階頻率響應模型，如圖1所示。圖1中所涉及的參數介紹：hdg2為火電機組慣性時間常數；ddg2為火電機組阻尼系數；req為調差系數；tr為蒸汽容積時間常數；fhp為高壓缸穩(wěn)態(tài)輸出功率占或火電機組總輸出功率百分比；km為功率因數相關的系數；δpl為系統(tǒng)負荷擾動；s為復變量。

當考慮雙饋風電機組期望一次調頻能力時，也即是雙饋風電機組能夠按照設定的下垂系數rf作出期望一次調頻貢獻，此時雙饋風電機組期望輸出的額外有功功率δpe_期望與系統(tǒng)頻率偏差δωs存在如下關系式：

假設分布式系統(tǒng)中雙饋風電機組與火電機組額定裝機容量比為(lp為常數)，由于雙饋風電機組轉子轉速與系統(tǒng)電網頻率完全解耦，也即是與火電機組轉子運動方程完全解耦，因此當雙饋風電機組期望輸出的額外有功功率注入到傳統(tǒng)低階頻率響應模型時，需要以火電機組額定容量作為基準進行標幺值折算。折算后的雙饋風電機組期望輸出的額外有功功率標幺值為且它的變化方向與有功負荷擾動變化方向相反。因此需要在圖1所示的傳統(tǒng)低階頻率響應模型基礎上，按照圖2虛線框所示方法從系統(tǒng)頻率偏差δωs出發(fā)，先乘以再乘以再與分布式系統(tǒng)有功負荷擾動相減(說明：分布式系統(tǒng)有功負荷擾動為δpl，按照火電機組額定容量折算后的有功負荷擾動標幺值為)，從而得到附圖2所示的考慮雙饋風電機組期望一次調頻能力的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型。

步驟s2，在傳統(tǒng)低階頻率響應模型基礎上，建立考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力時的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型。

首先建立雙饋風電機組簡化模型：文獻《implementingvirtualinertialindfig-basedwindpowergeneration》指出只有雙饋風電機組慣性時間常數才是應用系統(tǒng)動態(tài)行為的主導參數，因此在分析雙饋風電系統(tǒng)頻率動態(tài)特性時，可將雙饋風電機組簡化為：

其中，pm,pe_實際分別為雙饋風電機組輸入機械與實際輸出的有功功率(標幺值，p.u)；hdg1為雙饋風電機組的慣性時間常數；pn_dg1為雙饋風電機組額定功率(mw)；ωr為雙饋風電機組實時轉子轉速(標幺值，p.u)；ρ為空氣密度(kg/m³)；r為風輪半徑(m)；cp(·)為風力機特性表達式vw0為當前風速(m/s)；fn＝50hz；g為齒輪箱變比；p為極對數；ωs為系統(tǒng)實時頻率(標幺值，p.u)；ωsn為系統(tǒng)額定頻率(標幺值，p.u)；rf為期望設定的下垂系數；cpmax為最大風能利用系數；d％為雙饋風電機組初始減載率；λopt為雙饋風電機組僅采用超速法并按照減載率d％運行在備用狀態(tài)時的葉尖速比；β為槳距角。

再一步選取狀態(tài)變量x＝[ωr]，輸入變量u＝[ωs]，輸出變量y＝[pe_實際]，那么根據鞠平教授著作的《電力系統(tǒng)建模理論與方法》當中的第五章第6小節(jié)(223頁)，以及張志科碩士論文《雙饋風電機組小干擾穩(wěn)定性分析及參與調頻控制策略研究》(21頁)，對于形如式(2)的非線性系統(tǒng)，利用泰勒級數展開，可以得到一階近似線性化增量方程，如下所示：

其中，c＝[b]，ωr0為雙饋風電機組初始轉速；δ為增量符號。

那么再根據式(3)，可以進一步推導出雙饋風電機組實際輸出的額外有功功率δpe_實際與系統(tǒng)頻率偏差δωs之間的關系式為：

同樣對于雙饋風電機組與火電機組額定裝機容量比為的分布式系統(tǒng)而言，當雙饋風電機組實際輸出的額外有功功率注入到傳統(tǒng)低階頻率響應模型時，需要以火電機組額定容量作為基準進行標幺值折算。折算后雙饋風電機組實際輸出的額外有功功率標幺值為它的變化方向與有功負荷擾動變化方向相反。因此需要在圖1所示的傳統(tǒng)低階頻率響應模型基礎上，按照圖3虛線框所示方法：從系統(tǒng)頻率偏差δωs出發(fā)，先乘以再乘以最后再與折算后的分布式系統(tǒng)有功負荷擾動相減(說明：分布式系統(tǒng)有功負荷擾動為δpl，但此時需要按照火電機組額定容量進行折算，折算后的有功負荷擾動標幺值為)，從而可以得到附圖3所示的考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力的分布式系統(tǒng)低階頻率響應模型。

步驟s3，根據所建立的考慮雙饋風電機組期望一次調頻能力時的低階頻率響應模型，建立系統(tǒng)頻率偏差δωs與系統(tǒng)有功負荷擾動δpl的傳遞函數關系式：

說明：其中有功負荷擾動可以表達為：δpl＝δpstepu(t)，u(t)為階躍函數，描述負荷突變，δpstep為有功負荷擾動幅值大小，因此根據拉斯變換公式可知δpl與δpstep存在的傳遞函數為代入式(5)可得：

并最終可以寫出式(7)：

其中，m1＝reqrftr；m0＝reqrf；n2＝2(1-lp)hdg2trreqrf；

n1＝(1-lp)kmfhptrrf+2(1-lp)hdg2reqrf+(1-lp)trddg2reqrf+lptrreq

n0＝(1-lp)kmrf+(1-lp)ddg2reqrf+lpreq；s為復變量。

步驟s4，根據所建立的考慮雙饋風電機組實際一次調頻能力時的低階頻率響應模型，建立系統(tǒng)頻率偏差δωs與系統(tǒng)有功負荷擾動δpl傳遞函數關系式為：

同樣將代入式(8)，并合并同類項可得：

最終可以化簡成：

其中f0＝(b-a)reqrf；f1＝[2hdg1ωdel0-tr(a-b)]reqrf；f2＝2hdg1ωdel0trreqrf；g3＝4(1-lp)hdg1hdg2ωdel0trreqrf；

g0＝(1-lp)km(b-a)rf+(1-lp)ddg2(b-a)reqrf-lpareq。

步驟s5，根據式(7)，并根據拉普拉斯變換終值定理推導出系統(tǒng)期望穩(wěn)態(tài)頻率偏差δωqss期望計算式：

步驟s6，同樣根據式(10)，并根據拉普拉斯變換終值定理推導出系統(tǒng)實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差δωqss實際計算式：

步驟s7，根據步驟s5所推導出的系統(tǒng)期望穩(wěn)態(tài)頻率偏差計算式(11)可知，當系統(tǒng)頻率進入穩(wěn)態(tài)時，雙饋風電機組是剛好按照由風電場控制中心設定的下垂系數rf向系統(tǒng)額外提供了期望有功功率作為一次調頻貢獻；根據步驟s6所推導出的實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差計算式(12)可知當系統(tǒng)頻率達到穩(wěn)態(tài)時，雙饋風電機組實際向系統(tǒng)額外輸出的有功功率為僅為期望值的倍。因此可提出將風電場控制中心設定的下垂系數rf乘以一個縮小因子后，可使雙饋風電機組實際輸出的額外有功功率達到期望值，即可使系統(tǒng)實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差到達期望值，從而使雙饋風電機組貢獻出期望一次調頻能力。

采用本發(fā)明提出的一種雙饋風電機組頻率下垂系數修正控制系統(tǒng)，具體控制策略框圖如附圖4。在傳統(tǒng)轉子側有功控制器的基礎上額外增加了下垂系數修正單元，即包括依次相連的系統(tǒng)頻率監(jiān)測單元、下垂系數修正單元及頻率控制單元，系統(tǒng)頻率監(jiān)測單元實時監(jiān)測系統(tǒng)頻率的變化，下垂系數修正單元對風電場控制中心設定的下垂系數進行修正，頻率控制單元基于修正后的下垂系數實現頻率響應控制。具體工作原理如下：當系統(tǒng)頻率發(fā)生擾動時，圖4中的系統(tǒng)頻率監(jiān)測單元將實時監(jiān)測出系統(tǒng)頻率偏差δωs＝ωs-ωsn，并發(fā)送給下垂系數修正單元。此時下垂系數修正單元將根據風電場控制中心下發(fā)的初始減載率d％與當前實時風速vw0來對雙饋風電機組參數進行初始值計算(包括初始轉速ωr0，初始槳距角β0，從而可計算出參數并計算出此時的縮小因子并每隔一段時間(如15分鐘)更新此值以自適應風速變化；然后下垂系數修正單元會將由風電場控制中心設定的下垂系數rf乘以縮小因子頻率控制單元根據當前系統(tǒng)頻率偏差δωs給出額外有功功率參考值將額外有功功率參考值與減載備用功率曲線單元給定的參考值疊加得到新的有功功率參考值pe_ref，再與雙饋風電機組實際輸出有功功率pdfig形成偏差后，經功率外環(huán)pi(比例-積分)控制器，獲得q軸參考電流iqref，實現頻率響應控制。使系統(tǒng)實際穩(wěn)態(tài)頻率偏差到達期望值，從而使雙饋風電機組貢獻出期望一次調頻能力。

最后對本發(fā)明提出的下垂系數修正方法提出進行驗證，具體采用了文獻《implementingvirtualinertiaindfig-basedwindpowergeneration》給出的加拿大安大略省某實際分布式系統(tǒng)，具體如圖5所示，具體含義此處不多贅述。對下垂系數修正前、后的調頻效果與期望調頻效果進行比較，得到如圖6所示的結果。從圖6結果可以看出，下垂系數修正前，系統(tǒng)頻率穩(wěn)態(tài)偏差要明顯低于期望值，而采用本發(fā)明方法對下垂系數進行修正后，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)頻率偏差則剛好達到了期望值。

以上所述僅是本發(fā)明的優(yōu)選實施方式，應當指出，對于本技術領域的普通技術人員來說，在不脫離本發(fā)明技術原理的前提下，還可以做出若干改進和變型，這些改進和變型也應視為本發(fā)明的保護范圍。