CN106532758A - 海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时的直流功率再分配方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时的直流功率再分配方法，该方法可以在岸上换流站退出运行时，通过合理地配置各受端换流站的控制器实现直流功率重分配，转移功率完全被故障端换流站所在交流电网消纳，从而减小了潮流重分配对交流电网频率稳定影响。使用本发明方法分析大容量海上风电场接入七端柔性直流输电系统时岸上换流站退出运行情景，所设计的直流功率再分配策略对岸上交流系统频率稳定提升得到了验证。

Description

海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时的 直流功率再分配方法

技术领域

本发明属于电力系统技术领域，具体涉及一种海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时的直流功率再分配方法。

背景技术

面对化石能源的急剧消耗与环境治理的日益严峻，以风电为代表的新能源是实现能源与环境可持续发展的关键举措。随着土地资源、风电资源限制，以及海上风电开发与应用取得重要进展，海上风电已成为风电发展的重要方向。根据欧洲风能协会(EuropeanWind Energy Association)预测，欧洲海上风电场装机规模在2020年与2030年将分别达到40GW与150GW。在中国，国家能源局发布了《全国海上风电开发建设方案(2014-2016)》，涵盖总装机达10.53GW的44个海上风电项目开发建设方案，标志着我国海上风电开发进一步提速。

基于电压源型换流器的多端直流输电系统(Voltage Source Converter basedMulti-Terminal Direct Current，VSC-MTDC)，具有海底输电、黑启动、连接弱交流电网的能力，同时可实现多电源供电，多落点受电，输电方式灵活可控，是大规模海上风电接入陆上交流系统的有效并网方式。VSC-MTDC系统规划应用于大西洋风电(Atlantic WindConnection)与欧洲离岸风场超级电网(European Offshore Supergrid)的千万千瓦级海上风电并网工程。

随着低惯量的新能源电场在电网中规模逐步扩大，以及采用VSC-HVDC系统实现交流电网分区的逐步普及，交流系统的惯性水平正在不断降低。为此，合理设计VSC-HVDC系统，提升交直流系统频率稳定性是未来研究方向。

目前文献都仅关注交流系统内部发生有功功率波动的情况下，通过换流站的频率控制提升交流系统的频率稳定性能，而鲜有文献提及换流站发生故障退出运行对交直流系统安全稳定性能的影响。在换流站的传输功率较大并且交流系统惯量较小时，换流站发生故障退出运行同样会对交流系统产生严重影响，此时合理地将故障端换流站的功率分配至健全受端换流站能够有效地减小换流站故障退出对交流系统的影响。

发明内容

基于上述，本发明提供了一种海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时的直流功率再分配方法，能够对VSC-MTDC系统岸上换流站退出运行时进行直流功率优化再分配，有效提高功率转移时交流系统的频率特性。

一种海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时的直流功率再分配方法，包括如下步骤：

(1)计算系统中各换流站与各发电机间的灵敏度系数，构建灵敏度系数矩阵SI并对其进行标幺化；

(2)当有换流站x退出运行情况下，以换流站x所在受端电网S的频率特性为优化目标，计算转移功率分配到受端电网S中各健全换流站上的功率增量；

(3)根据功率增量通过系统潮流计算确定各换流站新的直流电压运行点和直流功率运行点，以此作为参考值并通过相应的控制模式对各换流站进行控制。

所述灵敏度系数矩阵SI中第j行第i列元素值SI_ji即为第i个换流站与第j个发电机之间的灵敏度系数，其计算表达式如下：

其中，ΔP_dci为在第i个换流站上所引入的功率扰动量，Δω_j为系统稳态运行时在第i个换流站上引入功率扰动量ΔP_dci的情况下一个仿真步长内第j个发电机的机组转速变化量，灵敏度系数矩阵SI为M×N维，i和j均为自然数且1≤i≤N，1≤j≤M，M为系统中发电机的数量，N为系统中换流站的数量。

所述步骤(1)中对灵敏度系数矩阵SI进行标幺化，即使灵敏度系数矩阵SI中每个元素值均除以SI_max，然后将小于0.2的元素值置为0，SI_max为灵敏度系数矩阵SI中的最大元素值。

所述步骤(2)中通过对以下目标函数进行优化求解，得到受端电网S中各健全换流站的功率增量：

min{cΔω_s+(1-c)||I_f||_∞}

其中：y表示受端电网S中任一健全的换流站，k表示受端电网S中任一发电机，Δω_s为因换流站x退出运行受端电网S的频率波动量，c为权重系数，I_f为受端电网S的频率波动因子向量，|| ||_∞为无穷范数，Δω_k为因换流站x退出运行发电机k的机组转速变化量，P_dcx为转移功率即换流站x退出运行前的有功功率，ΔP_dcy为换流站y的功率增量，S_y为换流站y的额定容量，Q_y为换流站y故障前的输出无功功率，为换流站x退出运行前换流站y注入受端电网S的有功功率。

所述频率波动量Δω_s的计算表达式如下：

其中：H_k为发电机k的惯性时间常数。

所述机组转速变化量Δω_k的计算表达式如下：

其中：为换流站x与发电机k之间标幺化后的灵敏度系数，为换流站y与发电机k之间标幺化后的灵敏度系数。

所述步骤(3)中计算确定各换流站的直流电压运行点和直流功率运行点，具体过程如下：首先，对于海上风电场侧的任一换流站，使该换流站在换流站x退出运行前的直流功率运行点作为其新的直流功率运行点；对于除受端电网S外其他受端电网中的任一换流站，使该换流站在换流站x退出运行前的直流功率运行点作为其新的直流功率运行点；对于换流站x退出运行前受端电网S中处于满发状态的任一换流站，使该换流站的满发功率作为其新的直流功率运行点；对于换流站x退出运行前受端电网S中未处于满发状态的任一换流站，使该换流站新的直流功率运行点ΔP_dc为该换流站的功率增量，为该换流站在换流站x退出运行前的直流功率运行点；对于受端电网S中最小功率增量对应的换流站，使该换流站在换流站x退出运行前的直流电压运行点作为其新的电压功率运行点；

然后，根据系统中各换流站新的直流电压运行点和直流功率运行点中的一个运行点，通过系统潮流计算确定各换流站的另一个运行点。

所述步骤(3)中对于系统任一换流站，若其新的直流功率运行点大于等于其功率运行上限，则采用满发定功率控制模式对其进行控制；除此之外均根据换流站新的直流电压运行点和直流功率运行点采用下垂控制模式对其进行控制。

本发明直流功率再分配方法可以在岸上换流站退出运行时，通过合理地配置各受端换流站的控制器实现直流功率重分配，转移功率完全被故障端换流站所在交流电网消纳，从而减小了潮流重分配对交流电网频率稳定影响。使用本发明方法分析大容量海上风电场接入七端柔性直流输电系统时岸上换流站退出运行情景，所设计的直流功率再分配策略对岸上交流系统频率稳定提升得到了验证。

附图说明

图1为海上风电场接入多端柔性直流输电系统的示意图。

图2为本发明直流功率再分配方法的步骤流程示意图。

图3为P-U下垂控制器的原理示意图。

图4为下垂控制切换为满发定功率控制模式的示意图。

图5(a)为自然分配与优化分配下39节点系统频率响应特性对比示意图。

图5(b)为自然分配与优化分配下发电机G36功角响应特性对比示意图。

图5(c)为自然分配与优化分配下换流站GSVSC25功率响应对比示意图。

图5(d)为自然分配与优化分配下换流站GSVSC17功率响应对比示意图。

图5(e)为自然分配与优化分配下换流站GSVSC14功率响应对比示意图。

图5(f)为自然分配与优化分配下换流站GSVSCb2功率响应对比示意图。

具体实施方式

为了更为具体地描述本发明，下面结合附图及具体实施方式对本发明的技术方案进行详细说明。

以图1所示的海上风电场接入多端柔性直流输电系统为例，海上风电场接入的系统为七端柔性直流输电系统，四端岸上换流站接入左侧39节点系统，容量均为900MVA；另两端岸上换流站接入右侧四机系统，容量均为600MVA。风电场侧换流站容量为4.5GVA。稳态运行时，岸上换流站均采用下垂控制，VSC-MTDC系统向39节点系统与四机系统分别送电2000MW与1000MW，岸上换流站下垂控制器的参数如表1所示，其中直流功率P^* _dc的标幺基准为900MVA，直流电压U^* _dc标幺基准为640kV。

表1

在PSCAD/EMTDC电磁暂态仿真工具中，搭建图1所示海上风电场接入多端柔性直流输电系统，以换流站GSVSC16退出运行为例，对提出的换流站退出时直流功率重分配策略进行仿真验证，具体流程如图2所示。换流站GSVSC16故障前运行直流功率为P_dcx＝600MW。

(1)根据发电机的角速度与换流站功率的变化特性，计算各岸上换流站与各发电机间的灵敏度系数，构成标幺化的灵敏度系数矩阵。

各岸上换流站i与各发电机j间的灵敏度系数(sensitivity index，SI)由以下算式确定：

该灵敏度系数是在系统稳态运行时，在换流站i上引入小量的功率扰动ΔP_dci下，计算一个仿真步长的机组转速变化Δω_j而得，本算例中仿真步长为10ms。分别计算N个岸上换流站与M个发电机间的灵敏度系数，可得M×N维的SI矩阵。

标幺化的灵敏度系数矩阵NSI(nominalized sensitivity index)由下式确定：

其中，SI_max为SI矩阵中的最大值，以该值为基准，将SI矩阵中每个元素标幺化得到NSI矩阵。在规模较大的交流系统中，一般机组较多，给后续的优化带来较大的计算量，因此为了简化优化计算过程，我们仅考虑NSI值较大的灵敏机组，对于非灵敏的机组，其对换流站的灵敏度系数设为0，即：

按照上述步骤，可得39节点系统中的标么化灵敏度系数矩阵如表2所示：

表2

(2)根据标幺化的灵敏度系数矩阵，以岸上换流站退出运行后交流系统的频率特性为优化目标，计算转移功率在健全的岸上换流站间的重分配功率。由于该换流站x退出运行，故障前的送电功率P_dcx将在健全的岸上换流站间分配。本算例中受端系统S为左侧39节点系统，受端系统S内健全的岸上换流站包括GSVSC17，GSVSC14和GSVSC25。转移功率优化再分配的方法如下：

在受端系统S中，除换流站x以外的其余换流站y消纳的功率ΔP_dcy为优化的对象。受端系统S的频率波动可以用各机组转速波动Δω_j的加权均值来表示，权重系数为机组的惯性时间常数H_k，如下式所示：

对于机组k，在功率重分配的过程中，其角速度的波动可以假定为：

第一个优化思路是将Δω_s最小化设置为优化的目标。虽然这一优化目标实现了电网整体频率的稳定性，但是并没有考虑到如下情况，即有可能局部的某些机组频率波动较大，导致这些机组附近对频率敏感的负载受到较大的冲击。为了考虑如上情况，可以定义系统频率波动因子矢量I_f为：

I_f＝[Δω₁Δω₂...Δω_k...Δω_M],k∈S

在功率优化时，可以考虑最小化系统频率波动因子矢量I_f中数值最大的机组。因此，同时考虑系统频率偏差Δω_s的最小化以及系统频率波动因子矢量I_f无穷范数的最小化，优化可以采用下列方程表示，即：

Min cΔω_s+(1-c)||I_f||_∞

其中，c为组合优化的权重系数。其取值和系统中机组的惯量分布均匀程度有关。当系统每台机组的惯量都基本保持相同水平时，局部机组频率波动过大的影响较小，此时可以考虑c取接近1；否则，c可以考虑接近0。考虑到本测试系统的惯量分布比较均匀，组合优化的权重系数c取0.8。

优化方程中值得注意的是，等式约束实际上是简化的系统功率平衡约束，在实际计算过程中，直流系统潮流重分配需要考虑的因素较多，包括各个换流站的损耗以及直流线路损耗，换流站损耗的大小又取决于换流站种类，调制方式，主回路参数等方面，在优化过程中难以完全进行讨论。而直流线路损耗的变化较小，在潮流进行重分配的过程中完全可以忽略不计；因此为简化优化的计算量，在不考虑换流站损耗以及直流线路的损耗变化的前提下，有上述约束条件中的功率平衡等式成立。

39节点系统内各换流站消纳的转移功率ΔP_dc如表3所示：

表3

(3)考虑直流电网损耗，计算功率重分配后直流电网潮流分布，确定各换流站的直流电压与直流功率运行点。

在VSC-MTDC系统运行时，岸上的换流站采用下垂控制方式，因此岸上换流站的潮流是无法简单地通过改变功率指令值P^* _dcy来进行修改的，而是需要通过同时修改功率指令值P^* _dcy和直流电压指令值U^* _dcy来完成的，而直流电压指令值U^* _dcy的取值需要通过重新计算系统潮流来确定。

在潮流计算中，换流站x退出运行后设直流系统的线路导纳矩阵为Y，对直流系统列写节点电压方程，如下：

I_dc＝Y U_dc

其中，I_dc为各换流站注入到直流系统的直流电流矢量，U_dc为各换流站直流出口处的直流电压矢量。

设各换流站注入直流系统的功率矢量为P_dc，其满足：

P_dc＝U_dcΘI_dc

其中，运算符Θ的作用是矢量元素按位相乘。

对于海上风电场侧的换流站i而言，此时保持风电场的运行状态不变，其注入直流系统的功率不变，即：

其中，为海上风电场侧换流站i在故障前的注入直流系统的功率。

对于不在受端系统S，而在异步的受端交流系统中的换流站i而言，此时同样保持其注入交流系统的功率不变，在重新计算潮流时，设定：

对于受端系统S处于满发状态的换流站y，故障退出后设定其直流功率为：

对于未处于满发状态的换流站y，故障退出后设定其直流功率为：

在上述功率重分配优化过程中，为了简化优化方程，不考虑直流线路的损耗变化。然而，在潮流计算时，这部分线损变化需要考虑，因此为了能够获得新的潮流计算解，设定上述优化得到的ΔP_dc最小的换流站y的电压为故障前的运行电压值，即：

联立求解上述方程，可以得到优化重分配后直流系统潮流，从而确定重分配后各岸上换流站的直流电压与直流功率运行点如表4所示。其中换流站GSVSC14在功率重分配中因已经满功率900MW，不列入表4中。

表4

(4)根据计算得到的换流站直流电压、功率运行点，重新配置岸上换流站下垂控制器的参考值，得到功率重分配后的系统。根据表4中直流潮流计算结果，重新配置岸上换流站下垂控制器的功率与电压参考值，如图3所示。由于换流站GSVSC14在转移功率重配置的过程中达到了功率运行的上限，此时需要将这些功率越限换流站的控制模式由下垂控制模式改为满发定功率运行模式，如图4所示。

考虑系统发生故障到各换流站接收到控制器重配置信号延时为100ms。GSVSC16故障退出后，转移功率按自然分配和优化分配两种方式的动态响应对比示意图如图5所示。由图5(a)～图5(b)可见，优化分配下受端交流系统频率的动态响应特性得到了明显的改善。在转移功率优化分配过程中，相对功角振荡最大机组的G36机组，功角首摆振荡减小近半，并且系统的动态振荡过程也较快得以平息。从频率响应可以发现，采用自然分配时，系统重新分布潮流而出现了较大的频率振荡，最大达到了0.006p.u.，这对系统频率带来了不小的冲击；采用优化分配时，最大偏移仅为0.002p.u.，频率的振荡得到了显著抑制。从而验证了本发明海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时直流功率再分配方法的有效性。

上述对实施例的描述是为便于本技术领域的普通技术人员能理解和应用本发明。熟悉本领域技术的人员显然可以容易地对上述实施例做出各种修改，并把在此说明的一般原理应用到其他实施例中而不必经过创造性的劳动。因此，本发明不限于上述实施例，本领域技术人员根据本发明的揭示，对于本发明做出的改进和修改都应该在本发明的保护范围之内。

Claims (8)

1.一种海上风电接入多端柔性直流输电系统中换流站退出运行时的直流功率再分配方法，包括如下步骤：

(1)计算系统中各换流站与各发电机间的灵敏度系数，构建灵敏度系数矩阵SI并对其进行标幺化；

(2)当有换流站x退出运行情况下，以换流站x所在受端电网S的频率特性为优化目标，计算转移功率分配到受端电网S中各健全换流站上的功率增量；

(3)根据功率增量通过系统潮流计算确定各换流站新的直流电压运行点和直流功率运行点，以此作为参考值并通过相应的控制模式对各换流站进行控制。

2.根据权利要求1所述的直流功率再分配方法，其特征在于：所述灵敏度系数矩阵SI中第j行第i列元素值SI_ji即为第i个换流站与第j个发电机之间的灵敏度系数，其计算表达式如下：

${\mathrm{SI}}_{ji}=\frac{{\mathrm{\Δ\ω}}_j}{{\mathrm{\ΔP}}_{dci}}$

其中，ΔP_dci为在第i个换流站上所引入的功率扰动量，Δω_j为系统稳态运行时在第i个换流站上引入功率扰动量ΔP_dci的情况下一个仿真步长内第j个发电机的机组转速变化量，灵敏度系数矩阵SI为M×N维，i和j均为自然数且1≤i≤N，1≤j≤M，M为系统中发电机的数量，N为系统中换流站的数量。

3.根据权利要求1所述的直流功率再分配方法，其特征在于：所述步骤(1)中对灵敏度系数矩阵SI进行标幺化，即使灵敏度系数矩阵SI中每个元素值均除以SI_max，然后将小于0.2的元素值置为0，SI_max为灵敏度系数矩阵SI中的最大元素值。

4.根据权利要求1所述的直流功率再分配方法，其特征在于：所述步骤(2)中通过对以下目标函数进行优化求解，得到受端电网S中各健全换流站的功率增量：

min{cΔω_s+(1-c)||I_f||_∞}

$\begin{array}{cc}s.t.& \left|\right|I_f|{|}_{\mathrm{\∞}}=\underset{k\∈S}{max}|{\mathrm{\Δ\ω}}_k|\end{array}$

$\begin{array}{c}{P}_{dcx}=\underset{y\∈S}{\Σ}{\mathrm{\ΔP}}_{dcy}\\ -\sqrt{S_y^2-Q_y^2}\≤{\mathrm{\ΔP}}_{dcy}\≤\sqrt{{S_y}^2-{Q_y}^2}-P_{dcy}^{pre}\end{array}$

其中：y表示受端电网S中任一健全的换流站，k表示受端电网S中任一发电机，Δω_s为因换流站x退出运行受端电网S的频率波动量，c为权重系数，I_f为受端电网S的频率波动因子向量，|| ||_∞为无穷范数，Δω_k为因换流站x退出运行发电机k的机组转速变化量，P_dcx为转移功率即换流站x退出运行前的有功功率，ΔP_dcy为换流站y的功率增量，S_y为换流站y的额定容量，Q_y为换流站y故障前的输出无功功率，为换流站x退出运行前换流站y注入受端电网S的有功功率。

5.根据权利要求4所述的直流功率再分配方法，其特征在于：所述频率波动量Δω_s的计算表达式如下：

${\mathrm{\Δ\ω}}_s=\frac{\underset{k\∈S}{\Σ}{H}_k\left|{\mathrm{\Δ\ω}}_k\right|}{\underset{k\∈S}{\Σ}{H}_k}$

其中：H_k为发电机k的惯性时间常数。

6.根据权利要求4所述的直流功率再分配方法，其特征在于：所述机组转速变化量Δω_k的计算表达式如下：

${\mathrm{\Δ\ω}}_k=-P_{dcx}{\mathrm{NSI}}_{k,x}^{*}+\underset{y\∈S}{\Σ}{\mathrm{\ΔP}}_{dcy}{\mathrm{NSI}}_{k,y}^{*}$

其中：为换流站x与发电机k之间标幺化后的灵敏度系数，为换流站y与发电机k之间标幺化后的灵敏度系数。

7.根据权利要求1所述的直流功率再分配方法，其特征在于：所述步骤(3)中计算确定各换流站的直流电压运行点和直流功率运行点，具体过程如下：首先，对于海上风电场侧的任一换流站，使该换流站在换流站x退出运行前的直流功率运行点作为其新的直流功率运行点；对于除受端电网S外其他受端电网中的任一换流站，使该换流站在换流站x退出运行前的直流功率运行点作为其新的直流功率运行点；对于换流站x退出运行前受端电网S中处于满发状态的任一换流站，使该换流站的满发功率作为其新的直流功率运行点；对于换流站x退出运行前受端电网S中未处于满发状态的任一换流站，使该换流站新的直流功率运行点ΔP_dc为该换流站的功率增量，为该换流站在换流站x退出运行前的直流功率运行点；对于受端电网S中最小功率增量对应的换流站，使该换流站在换流站x退出运行前的直流电压运行点作为其新的电压功率运行点；

然后，根据系统中各换流站新的直流电压运行点和直流功率运行点中的一个运行点，通过系统潮流计算确定各换流站的另一个运行点。

8.根据权利要求1所述的直流功率再分配方法，其特征在于：所述步骤(3)中对于系统任一换流站，若其新的直流功率运行点大于等于其功率运行上限，则采用满发定功率控制模式对其进行控制；除此之外均根据换流站新的直流电压运行点和直流功率运行点采用下垂控制模式对其进行控制。