黑陽(yáng)，付媛，王毅，張祥宇

（華北電力大學(xué)新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北保定071003）

0 引 言

風(fēng)力發(fā)電作為目前技術(shù)最成熟、最具規(guī)模開發(fā)條件的新能源發(fā)電方式，在電網(wǎng)中所占的比例將不斷增加。為緩解常規(guī)機(jī)組的調(diào)頻壓力，要求高滲透率的風(fēng)力發(fā)電場(chǎng)能夠提供有功調(diào)節(jié)及備用風(fēng)輔助功能，至少具備類似于同步發(fā)電機(jī)組的頻率響應(yīng)以及調(diào)頻控制能力［1-3］。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)風(fēng)電機(jī)組的調(diào)頻控制方法進(jìn)行了大量研究，但是為了進(jìn)一步提高系統(tǒng)頻率質(zhì)量，有必要對(duì)風(fēng)電調(diào)頻的控制參數(shù)及其影響進(jìn)行深入研究，定量分析這些控制參數(shù)對(duì)頻率的影響，以便合理的選擇控制參數(shù)提高風(fēng)電機(jī)組的調(diào)頻能力，保證系統(tǒng)的頻率質(zhì)量。

針對(duì)變速風(fēng)電機(jī)組的調(diào)頻控制能力，理論研究更多關(guān)注風(fēng)電機(jī)組的慣性控制和一次調(diào)頻控制。對(duì)于慣性控制，目前的研究集中在虛擬慣性的控制策略方面，主要研究采用何種方法利用其“隱含”的慣量，對(duì)頻率提供動(dòng)態(tài)支持，提高系統(tǒng)頻率的暫態(tài)穩(wěn)定［4-6］。對(duì)于長(zhǎng)時(shí)間的調(diào)頻控制方法，即一次調(diào)頻，主要有轉(zhuǎn)速控制［7-9］、槳距控制以及這兩種控制策略的配合使用［10-12］等方法。文獻(xiàn)［13］采用了虛擬慣性與一次調(diào)頻的綜合控制方案，整定出了風(fēng)電機(jī)組的功頻靜特性，有效的減小了擾動(dòng)初期的頻率變化率及穩(wěn)態(tài)頻率偏差，并且分析了不同靜調(diào)差系數(shù)下的一次調(diào)頻能力。但是，上述文獻(xiàn)均是從調(diào)頻控制方法的角度，定性分析了各種方法對(duì)系統(tǒng)頻率的改善作用，并未對(duì)影響頻率質(zhì)量的各種控制參數(shù)進(jìn)行深入分析比較。

因此，本文以風(fēng)電調(diào)頻的控制參數(shù)作為研究對(duì)象，定量分析其參數(shù)大小對(duì)風(fēng)電機(jī)組的調(diào)頻能力的影響，通過(guò)對(duì)風(fēng)電調(diào)頻控制參數(shù)的合理整定確定風(fēng)電參與調(diào)頻的最佳狀態(tài)，從而進(jìn)一步提高系統(tǒng)的頻率質(zhì)量。

1 調(diào)頻控制參數(shù)選擇及其影響分析

1.1 減載水平對(duì)調(diào)頻的影響

為使風(fēng)電機(jī)組參與系統(tǒng)的一次調(diào)頻，需要風(fēng)電機(jī)組減載運(yùn)行，預(yù)留一定的備用容量，持續(xù)分擔(dān)系統(tǒng)的不平衡功率。減載水平的大小直接決定了預(yù)留備用容量的多少，預(yù)留備用容量越多，在系統(tǒng)負(fù)荷波動(dòng)造成頻率變化時(shí)，提供功率支持越多，從而減小傳統(tǒng)機(jī)組的調(diào)頻壓力。

結(jié)合常規(guī)發(fā)電機(jī)組靜調(diào)差系數(shù)的定義［14］，則風(fēng)電機(jī)組的靜調(diào)差系數(shù)為：

式中Δf為系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)頻率變化量；ΔPG為風(fēng)電機(jī)組功率變化量。

風(fēng)電機(jī)組的減載水平可設(shè)定為：

式中ΔPG為風(fēng)電機(jī)組的減載功率；P0為風(fēng)電機(jī)組的初始功率。

由式（1）和式（2），可得出：

選取風(fēng)電機(jī)組的靜調(diào)差系數(shù)為0.03，初始運(yùn)行在風(fēng)速為7 m／s情況下，結(jié)合式（3）可得到在不同減載水平下的系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)頻率變化量，如表1所示。通過(guò)曲線擬合得到減載水平與穩(wěn)態(tài)頻率變化量的關(guān)系曲線，如圖1所示。

表1 不同減載水平下的穩(wěn)態(tài)頻率變化量Tab.1 Steady state frequency variation with different load reduction levels

圖1 減載水平與穩(wěn)態(tài)頻率變化量的關(guān)系Fig.1 Relationship between load shedding and steady state frequency variation

由圖1可以看出，減載水平越大，系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)頻率變化量Δf越大，這是由于隨著減載水平的增大，機(jī)組的有功備用越多，在功率不平衡時(shí)提供的有功功率越多，對(duì)頻率調(diào)整的貢獻(xiàn)越大，因此Δf越大。但是過(guò)大的減載水平又會(huì)導(dǎo)致風(fēng)能利用率降低，棄風(fēng)現(xiàn)象嚴(yán)重，造成浪費(fèi)。因此，參與系統(tǒng)調(diào)頻的風(fēng)電機(jī)組可選擇20%的減載水平，既保持了較高的風(fēng)能利用率，又保證了機(jī)組參與調(diào)頻的能力。

1.2 轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)對(duì)調(diào)頻的影響

系統(tǒng)慣性反映了其阻止頻率突變的能力，大規(guī)模風(fēng)電機(jī)組接入電網(wǎng)，勢(shì)必導(dǎo)致系統(tǒng)慣性降低，調(diào)頻能力不足。因此，為了增強(qiáng)系統(tǒng)阻止頻率突變的能力，要求風(fēng)電機(jī)組具備慣性支持能力。在負(fù)荷突變時(shí)，變速風(fēng)電機(jī)組通過(guò)慣性控制可以快速調(diào)節(jié)電磁功率，控制機(jī)組釋放或存儲(chǔ)旋轉(zhuǎn)動(dòng)能，實(shí)現(xiàn)對(duì)系統(tǒng)頻率的慣性支持，減小擾動(dòng)初期的頻率變化量，提高系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性及風(fēng)電接入水平。

采用基于功率跟蹤優(yōu)化的虛擬慣性控制，在頻率突變時(shí)，通過(guò)優(yōu)化最大功率跟蹤曲線比例系數(shù)kopt，平穩(wěn)的切換功率跟蹤曲線，控制機(jī)組運(yùn)行點(diǎn)變化，快速調(diào)節(jié)風(fēng)電機(jī)組有功輸出，從而使風(fēng)電機(jī)組表現(xiàn)出慣性特征。慣性控制下，優(yōu)化后的功率跟蹤曲線的比例系數(shù) k′opt的計(jì)算如下所示［4］：

式中ωr0為風(fēng)力機(jī)初始角速度；η為轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)：η＝Δωr／Δωe，Δωr為角速度增量，Δωe為系統(tǒng)同步角速度增量。

由式（4）可知，優(yōu)化后的功率跟蹤曲線的比例系數(shù)k′opt與轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)η有關(guān)，即虛擬慣性的大小受到η的影響。結(jié)合式（4）及實(shí)際運(yùn)行工況，可得轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)η與系統(tǒng)擾動(dòng)初期的最大頻率波動(dòng)值Δf的關(guān)系，如表2所示。通過(guò)曲線擬合得到減載水平與最大頻率波動(dòng)值的關(guān)系曲線，如圖2所示。

表2 不同轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)下的最大頻率波動(dòng)值Tab.2 Maximum frequency fluctuation value with different speed adjusting coefficients

圖2 轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)與最大頻率波動(dòng)值的關(guān)系Fig.2 Relationship between the speed adjusting coefficient and themaximum frequency fluctuation

由圖2可得，在一定范圍內(nèi)，隨著轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)的增大，系統(tǒng)的慣性響應(yīng)能力越強(qiáng)，頻率的最大波動(dòng)值越小，對(duì)系統(tǒng)的穩(wěn)定越有利。但是，當(dāng)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)超過(guò)0.7后，系統(tǒng)的最大頻率波動(dòng)會(huì)迅速增大，造成系統(tǒng)頻率的二次波動(dòng)，不利于系統(tǒng)穩(wěn)定。因此，在實(shí)際中通過(guò)調(diào)節(jié)η的大小可以使風(fēng)電機(jī)組表現(xiàn)出各種可控的慣性響應(yīng)，但應(yīng)在保證轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)小于0.7的情況下對(duì)η進(jìn)行合理的整定，降低負(fù)荷波動(dòng)初期系統(tǒng)頻率的變化率，達(dá)到較好的頻率控制效果，滿足系統(tǒng)頻率的要求。

1.3 靜調(diào)差系數(shù)對(duì)調(diào)頻的影響

為了提高電網(wǎng)接納風(fēng)電的能力，需要風(fēng)電自身也具有一次調(diào)頻能力。采用整定靜調(diào)差系數(shù)法的一次調(diào)頻控制方案，通過(guò)改進(jìn)傳統(tǒng)的變槳距角控制方法，完成一次調(diào)頻。根據(jù)機(jī)組的調(diào)頻能力以及運(yùn)行狀態(tài)，通過(guò)引入槳距靜調(diào)差系數(shù)σβ，整定出風(fēng)電機(jī)組的靜調(diào)差系數(shù)σf，使風(fēng)電機(jī)組的功頻靜特性與常規(guī)發(fā)電機(jī)組相似，從而使得各風(fēng)電機(jī)組以及傳統(tǒng)同步發(fā)電機(jī)組，統(tǒng)一根據(jù)系統(tǒng)頻率變化量，自然分配系統(tǒng)內(nèi)的負(fù)荷增量［13］。

風(fēng)電機(jī)組正常和減載運(yùn)行時(shí)，對(duì)應(yīng)的靜調(diào)差系數(shù)σf、與槳距靜調(diào)差系數(shù)σβ的關(guān)系為：

初始運(yùn)行在風(fēng)速為7 m／s情況下，選取風(fēng)電機(jī)組的靜調(diào)差系數(shù)分別為 0.03、0.05和 0.08時(shí)，仿真可得到在不同靜調(diào)差系數(shù)下的風(fēng)電機(jī)組的一次調(diào)頻能力，如表3所示。表3中，t為槳距角調(diào)節(jié)到限定槳距角（本文限值設(shè)定為8°）所需的時(shí)間。

表3 不同靜調(diào)差系數(shù)下的一次調(diào)頻能力Tab.3 Primary frequency regulation capability with different static frequency difference coefficients

靜調(diào)差系數(shù)反映了風(fēng)機(jī)參與調(diào)頻的速度。根據(jù)機(jī)組當(dāng)前的運(yùn)行狀態(tài)及調(diào)頻容量，引入槳距靜調(diào)差系數(shù)σβ，從而整定出合理的靜調(diào)差系數(shù)σf，可使機(jī)組在一次調(diào)頻過(guò)程中，有效分擔(dān)引起系統(tǒng)頻率變化的不平衡功率。靜調(diào)差系數(shù)大小對(duì)維持系統(tǒng)頻率穩(wěn)定具有重要影響。靜調(diào)差系數(shù)越小，風(fēng)電機(jī)組對(duì)頻率變化的響應(yīng)越靈敏，槳距角和功率的調(diào)節(jié)速度越快，因此在頻率波動(dòng)后，相同的時(shí)間內(nèi)，機(jī)組承擔(dān)的不平衡功率越多，完成頻率調(diào)整的響應(yīng)速度越快，發(fā)電機(jī)組調(diào)頻能力越強(qiáng)，更易保證頻率穩(wěn)定。但在實(shí)際運(yùn)行中，過(guò)小的調(diào)差系數(shù)可能導(dǎo)致系統(tǒng)內(nèi)各個(gè)發(fā)電機(jī)間負(fù)荷分配不合理。因此在實(shí)際運(yùn)行時(shí)，應(yīng)根據(jù)電網(wǎng)的要求，整定出合理的風(fēng)電機(jī)組的靜調(diào)差系數(shù)，將負(fù)荷增量協(xié)調(diào)分配至風(fēng)電場(chǎng)和常規(guī)電廠，進(jìn)而完成頻率的一次調(diào)整。

2 不同參數(shù)下的仿真分析

2.1 系統(tǒng)簡(jiǎn)介

本文利用MATLAB／Simulink仿真軟件建立了如圖3所示的仿真系統(tǒng)，該系統(tǒng)包含兩個(gè)容量分別為1 000 MVA和 400 MVA的火電廠（G1、G2），和一個(gè)風(fēng)電場(chǎng)G3（300臺(tái)2 MW永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組）。負(fù)荷L1、L2和 L3為有功負(fù)荷，容量分別為800 MW、500 MW和300 MW。仿真結(jié)果中功率、轉(zhuǎn)速等均采用標(biāo)幺值，選取各個(gè)發(fā)電廠的額定容量為其功率基值。仿真分析時(shí)，風(fēng)電場(chǎng)和火電廠均視為等值機(jī)組，系統(tǒng)仿真參數(shù)詳見附錄A。

圖3 仿真系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Simulation system structure diagram

2.2 不同減載水平下的仿真

仿真過(guò)程中，風(fēng)速為7 m／s，負(fù)荷L1在5 s時(shí)刻由800 MW突增至900 MW。在所提追蹤最大功率點(diǎn)軌跡的減載運(yùn)行方案下，通過(guò)設(shè)定不同的初始槳距角，分析系統(tǒng)擾動(dòng)后，不同減載水平下的系統(tǒng)調(diào)頻特性。

仿真結(jié)果如圖4所示，分別為采用不同初始槳距角的情況下，系統(tǒng)頻率、槳距角、風(fēng)電機(jī)組有功輸出的動(dòng)態(tài)對(duì)比。

如圖4所示，以β＝4.5°為例，初始時(shí)刻風(fēng)電機(jī)組輸出功率約為0.24 pu。系統(tǒng)擾動(dòng)后，風(fēng)電機(jī)組在一次調(diào)頻的作用下，釋放有功備用，槳距角由4.5°不斷減小至0°，導(dǎo)致風(fēng)能利用率不斷增大，從而使風(fēng)電機(jī)組有功輸出增加，并穩(wěn)定在0.34 pu。因此，在一次調(diào)頻過(guò)程中，風(fēng)電機(jī)組利用備用容量分擔(dān)了系統(tǒng)約0.1 pu的不平衡功率，頻率最終穩(wěn)定在49.9 Hz左右。

圖4 不同初始槳距角下系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比Fig.4 Comparisons of network dynamic responses with different initial pitch angles

由圖4可以看出，在系統(tǒng)頻率突減時(shí)，槳距角逐漸減小為0，風(fēng)能利用率逐漸增高，為系統(tǒng)提供頻率支持。初始槳距角越大，風(fēng)電機(jī)組初始狀態(tài)下的有功輸出越小，在槳距角減小為0的過(guò)程中增發(fā)的有功功率越多，即預(yù)留出來(lái)的有功備用越多，從而在頻率變動(dòng)后，可以提供更多的功率支持。因此，應(yīng)在保證風(fēng)能利用率的前提下，合理設(shè)置機(jī)組的減載水平，減小系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)頻率偏差。

2.3 不同轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)下的仿真

仿真過(guò)程中，風(fēng)速為7 m／s，負(fù)荷L1在5 s時(shí)刻由800 MW突增至900 MW，導(dǎo)致系統(tǒng)頻率降低。在所提基于功率跟蹤優(yōu)化的虛擬慣性控制策略下，通過(guò)設(shè)定不同的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)η，分析系統(tǒng)擾動(dòng)初期，在不同轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)η的情況下，系統(tǒng)阻止頻率突變的能力。

仿真結(jié)果如圖5所示，分別為采用不同轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)η的情況下，系統(tǒng)頻率、風(fēng)電機(jī)組有功輸出、風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速、以及G1有功輸出的動(dòng)態(tài)對(duì)比。

如圖5所示，以η＝0.4為例，變速風(fēng)電機(jī)組在所提虛擬慣性控制策略下，在頻率變化初期時(shí)，風(fēng)電機(jī)組對(duì)系統(tǒng)快速提供有功支持，其輸出功率瞬時(shí)增加約0.05 pu，分擔(dān)了G1承受的不平衡功率，而風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速下降幅度約為0.1 pu，釋放出機(jī)組儲(chǔ)存的動(dòng)能，實(shí)現(xiàn)了對(duì)系統(tǒng)的慣性支持。在頻率恢復(fù)的過(guò)程中，風(fēng)電機(jī)組功率輸出未出現(xiàn)波動(dòng)，系統(tǒng)頻率恢復(fù)特性平穩(wěn)，風(fēng)電機(jī)組最終平滑的過(guò)渡到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖5 不同轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)下系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比Fig.5 Comparisons of network dynamic responses with different speed adjusting coefficients

由圖5可以看出，在所提虛擬慣性控制下，風(fēng)電機(jī)組可以通過(guò)轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)，實(shí)現(xiàn)頻率動(dòng)態(tài)過(guò)程中可控的虛擬慣性響應(yīng)。在頻率變動(dòng)初期，η的值越大，風(fēng)電機(jī)組分擔(dān)了的系統(tǒng)不平衡功率越多，其轉(zhuǎn)速偏離初始轉(zhuǎn)速值越遠(yuǎn)，釋放出更多的動(dòng)能，從而虛擬出更大的慣性。由系統(tǒng)頻率的動(dòng)態(tài)響應(yīng)可以看出，虛擬慣性越大，系統(tǒng)頻率的下降幅度越小，但完成慣性響應(yīng)后頻率的恢復(fù)速度也相應(yīng)降低。如圖5所示，與η＝0.2相比，η＝0.3時(shí)，系統(tǒng)頻率降低幅度更小，最大頻率偏差由0.4 Hz減小為0.33 Hz，但其恢復(fù)速度也相對(duì)較慢，而η＝0.4時(shí)，系統(tǒng)頻率降低幅度最小，最大頻率偏差約為0.3 Hz，但頻率恢復(fù)時(shí)間也更長(zhǎng)，因此，在實(shí)際運(yùn)行時(shí)，變速風(fēng)電機(jī)組應(yīng)根據(jù)電網(wǎng)運(yùn)行需求，合理整定轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)，控制自身的慣性響應(yīng)，進(jìn)而滿足系統(tǒng)頻率要求。

2.4 不同靜調(diào)差系數(shù)下的仿真

仿真過(guò)程中，減載水平設(shè)為20%，槳距角最大限值為8°，風(fēng)速為7 m／s，負(fù)荷L1在3s時(shí)刻由800 MW突減至700 MW，導(dǎo)致系統(tǒng)頻率上升。為驗(yàn)證不同靜調(diào)差系數(shù)對(duì)系統(tǒng)調(diào)頻特性的影響效果，仿真中選取的槳距靜調(diào)差系數(shù)和相應(yīng)的靜調(diào)差系數(shù)如表4所示。

表1 風(fēng)電機(jī)組的槳距靜調(diào)差系數(shù)和靜調(diào)差系數(shù)Tab.1 Pitch static difference coefficients and static difference coefficients ofwind turbines

如表4所示，仿真案例中σβ分別設(shè)定為0.026、0.035、0.053，根據(jù)風(fēng)電機(jī)組設(shè)定的調(diào)頻容量，即槳距角達(dá)到限值時(shí)的功率變化量，由式（5）可計(jì)算出其靜調(diào)差系數(shù) σf的預(yù)期值應(yīng)分別為 0.03、0.04、0.06。不同靜調(diào)差系數(shù)下系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比如圖6所示。

圖6 不同靜調(diào)差系數(shù)下系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)對(duì)比Fig.6 Comparisons of network dynamic responseswith different static frequency difference coefficients

由圖6可以看出，以σf＝0.03為例，變速風(fēng)電機(jī)組在所提一次調(diào)頻控制策略下，在負(fù)荷突減，頻率突然增大后，通過(guò)增加槳距角來(lái)降低風(fēng)能利用率。隨著槳距角的不斷增加，風(fēng)機(jī)的輸出功率在10 s后不斷減小，槳距角在15 s時(shí)達(dá)到最大值，有效分擔(dān)了G1承受的不平衡功率，從而參與了對(duì)系統(tǒng)頻率的一次調(diào)整。在頻率恢復(fù)的過(guò)程中，系統(tǒng)頻率平穩(wěn)恢復(fù)，并最終過(guò)渡到穩(wěn)定狀態(tài)。

如圖6所示，在一次調(diào)頻過(guò)程中，σf的值越小，槳距角和功率調(diào)節(jié)速度越快，風(fēng)電機(jī)組的頻率調(diào)整能力也隨之增強(qiáng)，短時(shí)間內(nèi)能夠更快分擔(dān)更多的系統(tǒng)不平衡功率，加速系統(tǒng)頻率的恢復(fù)過(guò)程。由系統(tǒng)的頻率響應(yīng)可以看出，σf不影響頻率的最大頻率偏差，只能加快頻率的恢復(fù)過(guò)程，并在調(diào)頻容量足夠的情況下，減小穩(wěn)態(tài)頻率偏差。如圖所示，與σf＝0.03相比，σf＝0.05時(shí)，系統(tǒng)頻率的恢復(fù)速度明顯變慢，槳距角在27 s左右時(shí)才增加到最大角度8°，比σf＝0.05時(shí)槳距角調(diào)整完成的時(shí)間慢了約12s，頻率也在約35 s時(shí)才逐漸穩(wěn)定在50.08 Hz左右，而 σf＝0.08時(shí)，系統(tǒng)頻率調(diào)整速度最慢，但由于調(diào)頻容量有限，隨著槳距角的增大，系統(tǒng)頻率最終也將穩(wěn)定在50.08 Hz。

綜上所述，在采用整定靜調(diào)差系數(shù)法的一次調(diào)頻控制策略下，風(fēng)電機(jī)組可以通過(guò)設(shè)定不同的槳距靜調(diào)差系數(shù)，整定出相應(yīng)的靜調(diào)差系數(shù)，從而調(diào)節(jié)槳距角對(duì)頻率的響應(yīng)速度，得到不同的一次調(diào)頻能力。在實(shí)際運(yùn)行中，應(yīng)綜合考慮風(fēng)電機(jī)組與常規(guī)機(jī)組的調(diào)頻容量，設(shè)定合理的靜調(diào)差系數(shù)，協(xié)調(diào)分配機(jī)組的不平衡功率，提高靜態(tài)頻率穩(wěn)定性。

3 結(jié)束語(yǔ)

為了進(jìn)一步提高系統(tǒng)的頻率質(zhì)量，本文從虛擬慣性、減載、一次調(diào)頻控制的角度找出了影響調(diào)頻的控制參數(shù)，并定量分析各控制參數(shù)的大小對(duì)頻率特性的影響。通過(guò)理論分析和仿真分析得出如下結(jié)論：

（1）減載運(yùn)行為一次調(diào)頻提供了必要的備用容量，減載水平越大，機(jī)組的有功備用就越多，在負(fù)荷突增時(shí)可以為系統(tǒng)長(zhǎng)期提供的功率支持越大，對(duì)調(diào)頻的貢獻(xiàn)越大，減小穩(wěn)態(tài)頻率偏差。但減載水平過(guò)大，也會(huì)造成風(fēng)能利用率降低，造成浪費(fèi)。因此參與系統(tǒng)調(diào)頻的風(fēng)電機(jī)組可選擇20%的減載水平，既保持了較高的風(fēng)能利用率，又保證了機(jī)組參與調(diào)頻的能力；

（2）對(duì)于基于功率跟蹤優(yōu)化的虛擬慣性控制，轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)η的大小反應(yīng)風(fēng)機(jī)慣性響應(yīng)能力的大小，通過(guò)調(diào)節(jié)η可獲得可控的慣性響應(yīng)。當(dāng)η＜0.7時(shí)，η越大，風(fēng)機(jī)虛擬慣性響應(yīng)能力越強(qiáng)，擾動(dòng)初期的最大頻率偏差越小，但是系統(tǒng)頻率恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間也響應(yīng)增長(zhǎng)，應(yīng)綜合考慮最大頻率偏差和頻率恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間，設(shè)置合理的轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)系數(shù)；當(dāng)η過(guò)大時(shí)，會(huì)造成系統(tǒng)頻率二次波動(dòng)，動(dòng)態(tài)頻率響應(yīng)不斷惡化；

（3）在一次調(diào)頻控制中，靜調(diào)差系數(shù)反映了風(fēng)機(jī)參與調(diào)頻的快慢，靜調(diào)差系數(shù)越小，風(fēng)電機(jī)組對(duì)頻率變化的響應(yīng)越靈敏，槳距角和功率的調(diào)節(jié)速度越快，完成頻率調(diào)整的時(shí)間越短。但過(guò)小的調(diào)差系數(shù)可能導(dǎo)致系統(tǒng)內(nèi)各個(gè)發(fā)電機(jī)間負(fù)荷分配不合理。因此，應(yīng)根據(jù)電網(wǎng)要求合理設(shè)置靜調(diào)差系數(shù)，各機(jī)組間協(xié)調(diào)分配不平衡功率。

附錄A仿真系統(tǒng)參數(shù)

表A1 2 MW永磁同步發(fā)電機(jī)參數(shù)Tab.A1 Parameters of the 2 MW PMSG

表A2 同步發(fā)電機(jī)G1參數(shù)Tab.A2 Parameters of the G1

表A3 同步發(fā)電機(jī)G2參數(shù)Tab.A3 Parameters of the G2