基于边缘计算的风电群非故意发射超高次谐波抑制策略.pdf

基于边缘计算的风电群非故意发射超高次谐波抑制策略李天楚1,2，容斌3，伍智鹏1,2，黄珏3，黄开来3，杨刚4，易杨4(1.海南电网有限责任公司电力科学研究院，海南海口570311；2.海南省电网理化分析重点实验室，海南海口570311；3.海南电网有限责任公司电能计量中心，海南海口570311；4.福州大学电气工程与自动化学院，福建福州350108)摘要：针对风电群并网点非故意发射超高次谐波问题，提出了一种风电群并网点非故意发射超高次谐波的抑制机理和基于边缘计算的载波相位优化控制策略。建立了风电网侧变换器的超高次谐波发射模型，分析了考虑汇集线路 Bergeron 分布参数模型的超高次谐波传播特性。综合考虑风机有功、载波相位等参数对超高次谐波相位的影响，分析了载波相位与风机向并网点注入的超高次谐波相位的量化关系，构建了并网风电系统非故意发射的超高次谐波相位调节模型，提出了通过控制超高次谐波相位对超高次谐波抑制方法。利用边缘计算模式在数据计算及决策方面的低延迟优势，将风电群载波相位优化控制算法部署在风机侧，提出了一种基于边缘计算的风电群非故意发射超高次谐波抑制控制策略。仿真结果表明，所提出的超高次谐波抑制机理和控制策略可以显著抑制风电群并网点的特定次超高次谐波。关键词：电能质量；超高次谐波；超高次谐波相位；超高次谐波抑制；边缘计算；载波相位优化控制DOI：10.11930/j.issn.1004-9649.2022080560 引言高比例的电力电子变换器接入电力系统会显著增加电网中 2kHz150kHz 频率范围内超高次谐波的含量，甚至引发超高次谐波问题1-5，并成为电能质量方向的研究热点6-7。超高次谐波的研究主要集中在发射特征和机制8-9、传播特性10、测量方法11-12等方面。文献 9推导了充电机超高次谐波电流表达式，得到了Vienna 型充电机超高次谐波发射特征。文献 13-16 提出了一种多段 型等效电路，准确表达线路在高频下的阻抗特性，但计算效率低。文献 17中采用行波法提出了更为精确的 Bergeron 分布参数输电线路模型，在时域中仿真建模难度也相对较低。文献 18-19 研究了低压负载和长距离传输线对电网中超高次谐波传播的影响。由于超高次谐波源头多样、交互复杂，超高次谐波相应的防治技术还并未成熟，文献 20-21指出 LCL 滤波器的高频滤波特性较好，但采用LCL 滤波器控制复杂，同时会带来系统谐振的风险。文献 22 提出载波移相策略抑制多绕组变压器传播至电网的高频谐波，分析并联变流器之间相互约束关系的载波移相角，并未考虑实际工况参数差异的影响。文献 23 提出了一种基于云模型的随机开关频率 PWM 调制方式，降低了随机开关频率 PWM 调制的三角载波斜率相关性，减小了在开关频率处的超高次谐波幅值。文献 24提出调整三角载波相位的非均匀载波移相方法，利用牛拉法求解非线性方程得到载波约束角。本文介绍了一种非故意发射超高次谐波的抑制机理和基于边缘计算的载波相位优化控制策略。首先，建立了风电网侧变流器的超高次谐波发射模型。其次，综合考虑风机有功、载波相位等参数对超高次谐波相位的影响，构建了并网风电系统非故意发射的超高次谐波相位调节模型。第三，提出了通过优化超高次谐波相位对超高次谐波抑制的机理。第四，提出了基于边缘计算的风电群非故意发射超高次谐波抑制控制策略。最收稿日期收稿日期：20220806；修回日期修回日期：20230522。基金项目基金项目：中国南方电网有限责任公司科技项目（070000KK52200018）；海南电网有限责任公司科技项目（0700002021030103JL00031）。第第 56 56 卷卷 第第 8 8 期期中国电力中国电力Vol.56,No.8Vol.56,No.82023 2023 年年 8 8 月月ELECTRIC POWERAug.2023Aug.2023200后，通过仿真验证谐波抑制机理的正确性及抑制策略的可行性。1 超高次谐波模型1.1 典型并网风电系统典型风力发电系统如图 1 所示。风力发电机（windgenerator，WG）通过网侧变换器（grid-sideconverter，GC）、风机侧变压器（wind-sidetrans-former，WT）、高压馈线（high-voltagefeeder，HF）和升压变压器（step-uptransformer，ST）与电网（powergrid，PG）连接。L 为 GC 的滤波电感；XL为滤波电感的等值电抗；XT为 WT 的等效电抗；XHF为 HF 在基频中的等效电抗；Pw、Qw分别为WG 向 PG 注入的有功、无功功率；us1、us2分别WT 的低压、高压侧电压；upcc为并网点电压。WTWGHFGCSTPGLupccus2us1um图 1 典型风力发电系统Fig.1 The configuration of typical windgeneration system1.2 发射模型ua(t)ub(t)uc(t)电压源变换器是 GC 的常用结构，其发射的谐波具有超高次与宽频域特性，是典型的超高次谐波源。本文采用正弦波脉宽调制（sinusoidalPWM，pulsewidthmodulation，SPWM）进行分析。当并网风力发电机系统在稳定运行时，系统电压、电流均处于稳定状态8。利用双重傅立叶分解可以得到其输出三相电压、表达式为ua(t)=mudc2sin(mt+m)+Acos(nc+km)t+(nc+km)|k|k2ub(t)=mudc2sin(mt+m23)+A cos(nc+km)t+(nc+km)|k|k22k3uc(t)=mudc2sin(mt+m+23)+Acos(nc+km)t+(nc+km)|k|k2+2k3（1）式中：m 为 GC 的调制比；udc为 GC 直流母线电压；m、m分别为工频调制波的角频率和相位；c、c分别为三角载波的角频率和相位；n 和 k 为谐波系数，其中 n=1,2,3,，k=0,1,2,3,；A 为公式系数。系数 A 表示为A=4udcn=1k=0Jk(nm/2)nsin(n+k2)（2）式中：Jk为第 k 个贝塞尔函数，可以表示为Jk(nm/2)=i=1(1)i(nm/2)k+2i2n+2ii!(k+i)!（3）分析可得以下结论。h1）根据式（1）（3），稳定运行的变流器会输出以整数次载波频率为中心对称分布的超高次谐波电压分量。本文将超高次谐波简化表示为h(n,k)，较显著的超高次谐波包括 h(1,2)、h(1,2)、h(2,1)、h(2,1)、h(3,2)、h(3,2)等，其角频率表示为h=nc+km（4）2）超高次谐波 h(n,k)的相位 h-m与 c和 m有关，并且与谐波系数 n 和 k 成比例关系，即h-m=nc+km（5）3）由式（2）可知，风机发出有功功率 Pw和载波相位 c对超高次谐波幅值的影响并不显著。1.3 传播模型Bergeron 分布参数输电线路模型可准确反映HF 高频特性17。HF 可等效为双端口网络，两个端口分别由阻抗（Z）和历史电流源（Ish和 Irh）的并联组成，模型如图 2a)所示，具体为Ish(t)=1+H21+HZupcc(t)HIrh(t)+1H21+HZus2(t)HIsh(t)Irh(t)=1+H21+HZupcc(t)HIsh(t)+1H21+HZus2(t)HIrh(t)（6）Z=Zc+r/4H=(Zcr/4)/(Zc+r/4)Zc=l/c式中：为波的行程时间；，其中，r、l 和 c 分别为第第 8 8 期期李天楚等：基于边缘计算的风电群非故意发射超高次谐波抑制策略201单位长度 HF 的电阻、电感和电容参数。进而得到 HF 的超高次谐波相位模型为hHF1）对于超高次谐波 h(n,k)，不同长度的 HF 会导致超高次谐波相位的变化，即hHF=fhHF(lHF)=+/2,lHF(lh2i,lh2i+1)/2,lHF(lh2i+1,lh2i)（7）fhHF(lHF)式中：为超高次谐波相位与 lHF的映射关系；lHF为 HF 的长度；i=0,1,2,。2）HF 对超高次谐波相位的影响随其长度增长呈现/2 规律变化。超高次谐波次数越高，长度间隔越小，如图 2b)d)所示。1.4 工频潮流相位模型在单位功率因数运行下，GC 的滤波电感两端的相位差 L可表示为L=arctan(PwXL)/u2s1)（8）WT 两端的相位差 WT可表示为WT=arctan(PwXT)/u2s1)+Y（9）式中：Y为因变压器接线组别造成的工频相差。HF 两端的工频相位差 HF可表示为HF=arctan(PwXHF)/(u2pcc+QwXHF)（10）若设定公共耦合点（pointofcommoncoupling，PCC）处的电压相位 pcc为系统参考相位，则调制波相位 m为m=L+WT+HF（11）2 超高次谐波抑制机理2.1 超高次谐波相位调节模型h-PCC计及滤波电感 L、WT 和 HF 对超高次谐波相位的影响，如图 3 所示，WG 注入 PCC 的超高次谐波电流的相位可表示为h-PCC=nckm|k|k2+h-G（12）式中：h-G为滤波电感 L、WT 和 HF 对超高次谐波相位的影响。STPGWTWGHFGCPCC载波相位调节GC控制装置WTHFLm=L+WT+HFnckm2k|k|+h-G=h-PCC图 3 风电网侧变换器载波相位调节原理Fig.3 The carrier phase adjustment principle of thewind power grid-side convertor由式（12）可知，影响超高次谐波相位 h-PCC的主要因素有以下 2 点：1）有功功率 Pw和 WT、HF 设备参数。HF、WT和 L都受 Pw和WT、HF 参数的影响，GC 调制波 m也是如此。对于已经投产的风电场，WT、HF 参数固定，有功功率 Pw取决于环境风速。因此不能用于调整超高 次 谐 波 相 位。2）载 波 相 位 c。通 过 调 整c可改变超高次谐波相位 h-PCC。2.2 基于边缘计算的载波相位优化控制2.2.1基于载波相位调节的超高次谐波抑制对于仅含有 WGi和 WGj双风机的发电系统，在一定的 Pw和 WT、HF 参数下，通过 c-i和 c-j来灵活调节各自注入的超高次谐波相位。若超高次谐波的相位 h-PCC-i和 h-PCC-j满足式（13），则 WGi和 WGj注入的超高次谐波的相位相反，叠加后可抑制超高次谐波，即h-PCC-ih-PCC-j=（13）ZZIshIrha)Bergeron 分布参数模型us2upcchHF/20/2hHF/20/2hHF/20/2lh(1,k)1lh(1,k)1lh(1,k)5lh(1,k)3lh(1,k)4lh(1,k)5lh(1,k)1lh(1,k)3lh(1,k)5lh(1,k)7lh(1,k)9lh(1,k)2lh(1,k)4lh(1,k)6lh(1,k)8lh(1,k)10lh(1,k)6lh(1,k)2lh(1,k)3b)h(1,k)c)h(2,k)d)h(3,k)图 2 Bergeron 分布参数模型Fig.2 The Bergeron distributed parameter model中国电力中国电力第第 56 56 卷卷2022.2.2基于边缘计算的载波相位优化架构边缘计算是指在靠近数据源头的网络侧，部署融合网络、计算、存储、应用核心能力的开放平台，就近提供边缘智能服务，满足行业数字化在快速连接、实时业务、智能应用、安全与隐私保护等方面的关键技术。作为电力物联网核心支撑技术的边缘计算逐渐成为研究热点25-28。传统中央计算模式存在的高延迟、网络不稳定和低带宽问题，难以满足风电群载波相位优化控制对低延迟的要求。将风电群载波相位优化控制算法部署在风机侧，通过算法即时反馈决策，有效降低云端的数据和计算负荷。本研究提出基于边缘计算的风电群载波相位优化控制架构，如图 4 所示。STPG风电群调度控制系统网络信息实时运行信息实时运行信息实时运行信息GC控制装置GC控制装置载波相位调节载波相位调节载波相位调节载波相位优化信息同步信息GCnWGnGCiWGi同步信息载波相位优化信息载波相位优化信息WG1GC1调度管控云平台运行信息边缘服务器边缘服务器边缘服务器运行信息网络信息同步信息运行信息网络信息GC控制装置图 4 基于边缘计算的载波相位优化控制架构Fig.4 The carrier phase optimization controlarchitecture based on edge computing1）基于边缘计算的载波相位实时优化功能。在风机侧设置具有边缘服务器，实现风机实时运行信息等数据的分析，计算各个风机载波相位优化信息并传送至 GC 控制装置，进而实现载波相位调节和优化控制。2）基于风电群调度控制系统的边缘计算服务器数据协同功能。基于风电群调度控制系统向各个边缘计算服务器实时发送风电群汇集线路网络信息、信号同步等参数信息，实现风电群各个风机 GC 控制装置的协调运行及其载波相位优化控制。3）基于调度管控云平台的风电群监测功能。通过调度管控云平台，实现多元运行信息融合，满足多风电群的运行状态监测和评估等要求。2.2.3载波相位优化控制策略风电群载波相位优化控制相较于双风机系统更复杂，本文提出了一种风电群载波相位优化控制策略。主要遵循以下步骤。1）初 始 化 并 同 步 所 有 WGi的 载 波 相 位c1-i(i=1,2,n)，并设置为 0，n 为 WG 的数量。c2-ikc2-jk2）假设某时段在风电群运行于稳定状态。将风电群有功功率 Pw相近的 WG 配对成 k 组，每组有 2 台 WG，定义为 WGi和 WGj，WGi和 WGj对应的载波相移为和，其中 i,j(1,2,n)，ij，下标 k 表示该风机的配对组别为第k 组，k(1,2,n/2)。c2-i和 c1-j达到抑制WGi和 WGj发射的超高次谐波 h(1,2)和 h(3,2)的目的。WGi的载波相移 c2-i可以表示为c2-i=c1-i+c2-ik（14）3）为了抑制超高次谐波 h(2,1)，需要在 k 组WG 之间配置均匀载波相移。第 k 组 WG 的载波相移可表示为c3-k=4k/n（15）为了实现风电群 PCC 节点的 h(1,2)、h(2,1)和 h(3,2)超高次谐波的抑制，WGi的载波相移 c3-i可以表示为c3-i=c1-i+c2-ik+c3-k（16）4）当风电群有功功率、电压、电流均处于新的稳定状态，重复步骤 2）3）的计算流程，重新计算 GC 载波相位优化参数。3 仿真验证3.1 仿真参数为验证超高次谐波幅值和相位的相对关系，在 Matlab 平台搭建了风力并网发电系统仿真模型，4 组风机参数如表 1 所示。3.2 双风机系统算例仿真算例 13 为双风机系统仿真，不同载波相位差 c下，PCC 节点特定次超高次谐波电流幅值结果如图 5 所示。第第 8 8 期期李天楚等：基于边缘计算的风电群非故意发射超高次谐波抑制策略203由图 5 可得出以下结论。1）通过优化载波相位 c可以实现显著的特定次超高次谐波抑制的目的。2）对比算例 1 和 2，HF 等参数直接影响超高次谐波传播特性，显著影响超高次谐波相位，进而显著影响特定次超高次谐波抑制的效果。3）对比算例 1 和 3，风机有功功率 Pw对超高次谐波抑制效果有明显影响，与超高次谐波相位调节模型的分析一致。3.3 风电群算例 4 仿真算例 4 运行方式如表 1 所示。按照 2.3.3 节分步对算例 4 的风电群各个风机进行载波相位调节，分步的仿真结果如图 6 所示。第 1 步结果；第 2 步结果；第 3 步结果01.00120.500.5幅值/%幅值/%幅值/%h(1,2)h(1,2)a)h(1,2)h(2,1)h(2,1)b)h(2,1)c)h(3,2)h(3,2)h(3,2)图 6 算例 4 中 PCC 节点超高次谐波的幅度Fig.6 The supraharmonic current magnitudes atPCC in case 41）所有 WG 的载波相位 c1-i被初始化和同步。GC 发射的超高次谐波 h(1,2)、h(2,1)、h(3,2)同相，各次超高次谐波相量经叠加后幅度增强。2）将有功功率 Pw相近的 WG 配对成 3 组，每组 2 个 WG。根据第 1.3 节所示的方法，得到成对的 WGi和 WGj的相应载波相移为c2-ik和c2-jk，其中 ij。第 2 步中 WGi的载波相移c2-i根据式（15）来设定。成对 WG 发射的超高次谐波 h(1,2)和 h(3,2)相位相反，各次超高次谐波相量经叠加后幅度相互抵消。然而，成对WG 发射的超高次谐波 h(2,1)处于同一相位，次超高次谐波相量经叠加后幅度增强。3）在第 3 步中设置了 5 组成对 WG 之间的均匀载波相移。第 k 组 WG 的载波相移根据式（17）设置。组对的 WG 发射的超高次谐波 h(1,2)、h(2,1)、h(3,2)均反相，各次超高次谐波相量经叠加后幅度均得到有效抑制。4 结论本文提出了一种风电群并网点超高次谐波的表 1 关键仿真参数Table 1 The key simulation parameters参数值系统参数PCC电网频率/Hz50.0GC直流母线电压/kV1.4GC三角载波频率/kHz5.0GC电感/mH0.2WG额定功率/MW2.0HF单位长度电阻/(km1)0.0347HF单位长度电感/(mHkm1)1.347HF单位长度电容/(nFkm1)8.677风机参数WG1功率(p.u.)PW-1=1.0HF1长度/kmlHF-1=12WG2功率(p.u.)PW-2=1.0HF2长度/kmlHF-2=12WG3功率(p.u.)PW-3=1.0HF3长度/kmlHF-3=18WG4功率(p.u.)PW-4=0.5HF4长度/kmlHF-4=12双风机系统组合算例1WG1和WG2组合算例2WG1和WG3组合算例3WG1和WG4风电群系统算例4风电群风机台数/台10WG功率(p.u.)PW-1=1.0,PW-2=1.0,PW-3=0.8,PW-4=0.8,PW-5=0.6,PW-6=0.6,PW-7=0.4,PW-8=0.4,PW-9=0.2,PW-10=0.2HF长度/kmlHF-1=10,lHF-2=10.5,lHF-3=11,lHF-4=11.5,lHF-5=12,lHF-6=12.5,lHF-7=13,lHF-8=13.5,lHF-9=14,lHF-10=14.501.00120.500.5幅值/%012幅值/%012幅值/%幅值/%01.00.5幅值/%01.00.5幅值/%幅值/%00.5幅值/%00.5幅值/%c=0；c=/3；c=/2；c=h(1,2)h(1,2)h(2,1)h(2,1)h(3,2)h(3,2)h(1,2)h(1,2)h(2,1)h(2,1)h(3,2)h(3,2)a)算例 1b)算例 2h(1,2)h(1,2)h(2,1)h(2,1)h(3,2)h(3,2)c)算例 3图 5 算例 13 中 PCC 节点超高次谐波电流幅度Fig.5 The supraharmonic current magnitudes at PCCin case 1-3中国电力中国电力第第 56 56 卷卷204抑制机理和控制策略，建立了风电网侧变流器的超高次谐波发射模型，构建了并网风电系统非故意发射的超高次谐波相位调节模型，提出了一种基于风机载波相位优化的超高次谐波抑制控制策略。得出如下结论。1）通过优化载波相位 c可以实现显著的特定次超高次谐波抑制的目的。2）HF 等网络参数直接影响超高次谐波传播特性，并影响并网点超高次谐波的相位，进而显著影响特定次超高次谐波抑制的效果。3）基于超高次谐波相位模型，风机有功功率 Pw对超高次谐波抑制效果有明显影响。4）利用本文提出的基于边缘计算的风电群超高次谐波抑制控制策略，构建了基于边缘计算的载波相位优化架构，提出了风电群载波相位优化控制策略，实现 PCC 节点特定次超高次谐波的抑制。参考文献：王子江,李琼林,蒋建东,等.基于部分采样及混合分段的超高次谐波检测方法 J.电网技术,2021,45(1):339346.WANG Zijiang,LI Qionglin,JIANG Jiandong,et al.Ultra-highharmonic detection method based on partial sampling and mixedsegmentationJ.PowerSystemTechnology,2021,45(1):339346.1唐松浩,陈鹏伟,肖湘宁.低压配电网超高次谐波传递特性仿真分析 J.电力电容器与无功补偿,2019,40(4):8087.TANG Songhao,CHEN Pengwei,XIAO Xiangning.Simulationanalysis on ultra high harmonic transfer feature in low voltagedistribution systemJ.Power Capacitor&Reactive PowerCompensation,2019,40(4):8087.2殷峰.超高次谐波问题及其研究现状与趋势 J.电声技术,2018,42(9):3334,39.YINFeng.UltrahighharmonicsanditsresearchstatusandtrendJ.AudioEngineering,2018,42(9):3334,39.3汪颖,罗代军,肖先勇,等.超高次谐波问题及其研究现状与趋势 J.电网技术,2018,42(2):353365.WANG Ying,LUO Daijun,XIAO Xianyong,et al.Review 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