周鑫，和鵬，何鑫

（云南電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，昆明 650217）

0 前言

我國(guó)的能源分布不平衡導(dǎo)致“西電東送”為我國(guó)電網(wǎng)一個(gè)重要的組成部分。采用交流方式連接各大區(qū)電網(wǎng)進(jìn)行“西電東送”項(xiàng)目存在諸如短路電流水平超限、聯(lián)絡(luò)線功率低頻振蕩以及故障傳遞形成連鎖反應(yīng)等問(wèn)題，直流聯(lián)網(wǎng)避免了以上問(wèn)題，而且在大功率、遠(yuǎn)距離輸電上交流輸電經(jīng)濟(jì)性不及直流輸電，所以直流輸電將在“西電東送”和全國(guó)聯(lián)網(wǎng)中起到主導(dǎo)作用。除此之外，直流隔離的形成大大減少了電網(wǎng)中功角失穩(wěn)發(fā)生的可能性，同時(shí)直流系統(tǒng)的快速可控性也能使交流系統(tǒng)在發(fā)生事故的情況下更快地得到功率支援，提高了系統(tǒng)運(yùn)行可靠性[1-5]。然而異步聯(lián)網(wǎng)后直流單/雙極閉鎖、換相失敗或大機(jī)組跳閘等都會(huì)導(dǎo)致送端頻率升高，且送端在多回直流外送條件下頻率特性更為復(fù)雜。頻率穩(wěn)定問(wèn)題成為異步聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)的新挑戰(zhàn)。因此，研究異步聯(lián)網(wǎng)下的頻率特性對(duì)于電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行就顯得至關(guān)重要。

以往交流電網(wǎng)研究中，文獻(xiàn)[6-7]通過(guò)建立交流系統(tǒng)模型求得頻率數(shù)值解和解析解，對(duì)影響頻率因素進(jìn)行了分析，文獻(xiàn)[8]在文獻(xiàn)[6]基礎(chǔ)上添加了直流輸電部分VSC-HVDC的數(shù)學(xué)模型并推得頻率的解析解，但對(duì)VSC-HVDC加入調(diào)頻后對(duì)頻率的影響分析不足。文獻(xiàn)[9-10]提出了利用HVDC輸電線來(lái)提高區(qū)域電網(wǎng)阻尼從而抑制振蕩現(xiàn)象，但并沒(méi)有具體考慮直流線的控制方法。當(dāng)下交直流電力系統(tǒng)中多采用FLC作為控制方法，直流輸電的快速可控性使系統(tǒng)遭受擾動(dòng)時(shí)能夠通過(guò)FLC等控制設(shè)備進(jìn)行快速功率調(diào)節(jié)，進(jìn)而穩(wěn)定區(qū)域頻率和聯(lián)絡(luò)線功率振蕩[11-13]。文獻(xiàn)[14-15]在文獻(xiàn)[9-10]基礎(chǔ)上，針對(duì)由交直流聯(lián)絡(luò)線并聯(lián)連接的區(qū)域系統(tǒng)，在直流線模型中加入FLC以及VSC-HVDC等頻率控制環(huán)節(jié)，在快速削減頻率振蕩的同時(shí)減小頻率穩(wěn)態(tài)誤差，然而并沒(méi)有考慮異步聯(lián)網(wǎng)條件下的頻率穩(wěn)定問(wèn)題。文獻(xiàn)[16]明確了FLC在系統(tǒng)頻率調(diào)控中的定位以及和其他設(shè)備配合調(diào)頻的措施，分析了FLC的動(dòng)作特性，為后續(xù)研究提供了借鑒。文獻(xiàn)[17]則以云南電網(wǎng)為分析對(duì)象，研究了水輪機(jī)調(diào)速器參數(shù)、負(fù)荷參數(shù)、旋轉(zhuǎn)備用和直流FLC對(duì)于頻率穩(wěn)定性的影響，但并沒(méi)有給出定量分析。文獻(xiàn)[18]考慮不同擾動(dòng)下云南送端電網(wǎng)頻率穩(wěn)定性，并比較分析了不同控制策略組合對(duì)送端高頻、低頻現(xiàn)象的影響，得出FLC和穩(wěn)控切機(jī)、低頻減載配合能有效解決云南電網(wǎng)頻率穩(wěn)定問(wèn)題，但沒(méi)有進(jìn)一步分析FLC參數(shù)對(duì)評(píng)論的影響。文獻(xiàn)[19]參考實(shí)際工程參數(shù)，對(duì)孤島下FLC各參數(shù)靈敏度進(jìn)行仿真分析，結(jié)果顯示FLC對(duì)于維持頻率穩(wěn)定有較好效果。文獻(xiàn)[20]研究了交直流系統(tǒng)中機(jī)組一次調(diào)頻死區(qū)和FLC死區(qū)的配合并提出孤島輸電下放大一次調(diào)頻死區(qū)并減下FLC死區(qū)的建議。

本文基于直流潮流法，將發(fā)電機(jī)及其調(diào)速器代數(shù)微分方程和系統(tǒng)網(wǎng)絡(luò)方程進(jìn)行線性化處理，進(jìn)一步推得了系統(tǒng)的狀態(tài)方程。在此基礎(chǔ)上考慮直流頻率附加控制的簡(jiǎn)化模型，最終得出了電網(wǎng)發(fā)生負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)的節(jié)點(diǎn)頻率變化解析式，并在簡(jiǎn)化的兩區(qū)域系統(tǒng)模型框圖下研究了直流調(diào)制參與系統(tǒng)調(diào)頻后系統(tǒng)頻率的動(dòng)穩(wěn)態(tài)特性。最后在實(shí)際云南電網(wǎng)仿真模擬驗(yàn)證了直流調(diào)制參與調(diào)頻與否和直流調(diào)制參數(shù)對(duì)系統(tǒng)頻率響應(yīng)的影響。

1 直流孤島系統(tǒng)

電力系統(tǒng)是一個(gè)非常龐大的系統(tǒng)，建立電力系統(tǒng)模型涉及到發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子、勵(lì)磁機(jī)器調(diào)節(jié)系統(tǒng)、原動(dòng)機(jī)及其調(diào)速器系統(tǒng)、負(fù)荷、輸電線路和電力系統(tǒng)網(wǎng)絡(luò)等的建模問(wèn)題，若采取全狀態(tài)分析法分析電網(wǎng)頻率，建模過(guò)程復(fù)雜且計(jì)算量大，這無(wú)疑增加了分析的難度。由于頻率變化是由有功功率不平衡造成的，有功潮流的改變對(duì)于系統(tǒng)電壓影響并不大，系統(tǒng)電壓幾乎維持不變。因此可以忽略無(wú)功功率-電壓的影響，著重研究有功功率-頻率變化[21]。

1.1 系統(tǒng)網(wǎng)絡(luò)化簡(jiǎn)

首先對(duì)網(wǎng)絡(luò)中節(jié)點(diǎn)進(jìn)行分類，將其分為發(fā)電機(jī)節(jié)點(diǎn)、負(fù)荷節(jié)點(diǎn)M個(gè)及中間聯(lián)絡(luò)節(jié)點(diǎn)S個(gè)。對(duì)該網(wǎng)絡(luò)有電流注入方程：

式中，IM、UM為發(fā)電機(jī)節(jié)點(diǎn)和負(fù)荷節(jié)點(diǎn)的注入電流和電壓M維列向量；IL、UL為聯(lián)絡(luò)節(jié)點(diǎn)注入電流和電壓S維列向量；YMM、YML、YLM、YLL為系統(tǒng)導(dǎo)納矩陣的分塊矩陣。

由聯(lián)絡(luò)節(jié)點(diǎn)注入電流IL=0代入式(1)得：

通過(guò)導(dǎo)納矩陣降階得到不含聯(lián)絡(luò)節(jié)點(diǎn)的簡(jiǎn)化M階網(wǎng)絡(luò)導(dǎo)納矩陣。

1.2 同步發(fā)電機(jī)的動(dòng)態(tài)模型

基于直流潮流分析法可以做出假設(shè)：系統(tǒng)中發(fā)電機(jī)的勵(lì)磁機(jī)器調(diào)節(jié)系統(tǒng)足夠維持發(fā)電機(jī)端電壓恒定，因此可以忽略勵(lì)磁及其調(diào)節(jié)系統(tǒng)對(duì)頻率響應(yīng)的影響，同時(shí)忽略了發(fā)電機(jī)端電壓的變化，發(fā)電機(jī)模型簡(jiǎn)化為二階模型。對(duì)于一個(gè)有N個(gè)發(fā)電機(jī)節(jié)點(diǎn)，M-N+1個(gè)負(fù)荷節(jié)點(diǎn)的簡(jiǎn)化網(wǎng)絡(luò)，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程為：

式中，i=1,2,…,N，δi、ωi為第i號(hào)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子角和轉(zhuǎn)子角角速度；ω0為基準(zhǔn)角頻率，且有ω0=2πf0，f0=50 Hz；Mi、Di為第i號(hào)發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和阻尼系數(shù)，PMi、PGi分別為第i號(hào)發(fā)電機(jī)的機(jī)械功率和電磁功率。

發(fā)電機(jī)的原動(dòng)機(jī)-調(diào)速器部分則采用離心飛擺式水輪機(jī)調(diào)速器如圖1所示。圖1中Kδ為量測(cè)環(huán)節(jié)放大倍數(shù)；ε為調(diào)速器死區(qū)；μ為導(dǎo)水葉開(kāi)度；Ts為伺服機(jī)構(gòu)時(shí)間常數(shù)；Kd、Kβ分別為硬、軟負(fù)反饋放大倍數(shù)；Tω為水錘效應(yīng)時(shí)間常數(shù)；KmH為發(fā)電機(jī)額定功率與系統(tǒng)基準(zhǔn)容量之比。

圖1 水輪機(jī)調(diào)速器模型

忽略該調(diào)速器中幅值限制等非線性環(huán)節(jié)，可以推得復(fù)頻域下該調(diào)速器的簡(jiǎn)化傳遞函數(shù)為：

原動(dòng)機(jī)-調(diào)速器部分的線性化方程可表述為：

由于直流潮流模型忽略了線路的電阻、充電電容及并聯(lián)補(bǔ)償?shù)?，則網(wǎng)絡(luò)潮流模型線性化為：

式中，ΔPG表示發(fā)電機(jī)節(jié)點(diǎn)注入電磁功率增量，為N維列向量；ΔPL表示符合節(jié)點(diǎn)注入電磁功率增量，為M-N+1維列向量；B為電納矩陣；Δδ表示發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子角增量，為N維列向量；Δθ表示負(fù)荷節(jié)點(diǎn)電壓相角，為M-N+1維列向量。

1.3 系統(tǒng)的功-頻特性矩陣方程

在線性化后的網(wǎng)絡(luò)方程式（6）消去Δθ可得：

式中，M=diag{M1, …, MN}，D=diag{D1, …, DN}；ΔPM和ΔPL組成的輸入變量可反映發(fā)電機(jī)切機(jī)、切負(fù)荷等多種擾動(dòng)。

為了方便引入調(diào)速器的線性化方程并進(jìn)一步考慮直流頻率控制器的影響，在復(fù)頻域下表示狀態(tài)方程，聯(lián)合式（5）和式（8）消去狀態(tài)變量Δδ和輸入變量ΔPM后得到表達(dá)式：式中，Δω′i表示第i個(gè)負(fù)荷節(jié)點(diǎn)的頻率增量，上標(biāo)以示發(fā)電機(jī)節(jié)點(diǎn)與負(fù)荷節(jié)點(diǎn)的區(qū)別。

對(duì)式（6）中有關(guān)負(fù)荷節(jié)點(diǎn)注入功率增量的方程處理后可得：

2 考慮直流功率調(diào)制的功-頻特性方程

直流輸電線的換流站采用定功率控制和定電壓控制時(shí)，直流輸電線并不具備功頻特性，無(wú)法參與系統(tǒng)調(diào)頻。為了改善送端的功頻特性，常在定有功控制外環(huán)附加直流頻率控制器，實(shí)現(xiàn)直流輸電參與調(diào)頻。忽略調(diào)制模型中的積分、微分環(huán)節(jié)，得到直流附加頻率控制器模型如圖2所示。

圖2 直流附加頻率控制器簡(jiǎn)化模型

圖2中，Tf為一階慣性環(huán)節(jié)時(shí)間常數(shù)，忽略積分環(huán)節(jié)，KP為增益比例系數(shù)，ΔPmod為調(diào)制功率。則通過(guò)直流頻率控制器的注入有功對(duì)頻率響應(yīng)為一階慣性環(huán)節(jié)：

若第i個(gè)節(jié)點(diǎn)母線并沒(méi)有連接直流輸電線，則ZDi(s)=0。當(dāng)送端發(fā)生負(fù)荷擾動(dòng)ΔPL導(dǎo)致節(jié)點(diǎn)頻率發(fā)生波動(dòng)，送端換流站母線處通過(guò)直流調(diào)制注入的功率可以視為負(fù)反饋，綜合式（14）、式（15）最終得到在考慮直流頻率控制情況下的節(jié)點(diǎn)頻率響應(yīng)：

3 直流功率調(diào)制對(duì)頻率的影響

3.1 直流調(diào)制對(duì)穩(wěn)態(tài)頻率偏差的影響

考慮簡(jiǎn)化的送端、受端的兩區(qū)域模型如圖3。本章中為了簡(jiǎn)化均假設(shè)直流調(diào)制的輸入信號(hào)為發(fā)電機(jī)節(jié)點(diǎn)頻率響應(yīng)變化差值，圖3中Msys表示區(qū)域發(fā)電機(jī)和換流站慣性總和。

圖3 簡(jiǎn)化的異步聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)模型

選取送端電網(wǎng)作為分析對(duì)象，為了方便分析令阻尼系數(shù)D=0，將調(diào)速器伺服部分進(jìn)一步簡(jiǎn)化為一階慣性環(huán)節(jié)1/(1+sTg)，Tg表示調(diào)速器伺服時(shí)間常數(shù)，并且考慮到直流調(diào)制慣性響應(yīng)時(shí)間極短，忽略中間慣性環(huán)節(jié)，只考慮比例放大環(huán)節(jié)。根據(jù)系統(tǒng)框圖可以得到頻率增量表達(dá)式。

由終值定理可以得到式(17)所得頻率的靜態(tài)偏差。

式(18)反映出直流調(diào)制的參與調(diào)頻對(duì)頻率穩(wěn)態(tài)偏差有一定影響。

3.2 直流調(diào)制對(duì)頻率動(dòng)態(tài)的影響

調(diào)速器傳遞函數(shù)中由于相對(duì)于水錘效應(yīng)時(shí)間常數(shù)Tω伺服器時(shí)間常數(shù)Tg很小，則由傳遞函數(shù)主導(dǎo)極點(diǎn)s=-2/Tω，忽略傳遞函數(shù)中極點(diǎn)s=-1/Tg與零點(diǎn)s=1/Tω對(duì)系統(tǒng)的影響，對(duì)調(diào)速器傳遞函數(shù)降階后得到系統(tǒng)開(kāi)環(huán)傳遞函數(shù)[22]。

調(diào)速器和直流調(diào)制皆視作負(fù)反饋，進(jìn)而得到系統(tǒng)閉環(huán)函數(shù)G=G0/(1+G0)并表示為標(biāo)準(zhǔn)二階形式：

可以看出直流調(diào)制比例系數(shù)以及水錘效應(yīng)在一定范圍內(nèi)是可以增大系統(tǒng)阻尼的，特別有效解決系統(tǒng)慣性小的弱電網(wǎng)如孤島系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定問(wèn)題。而當(dāng)系統(tǒng)阻尼系數(shù)0＜ζ＜1時(shí)，即欠阻尼時(shí)，頻率峰值超調(diào)量只與阻尼比負(fù)相關(guān)。

直流調(diào)制參與調(diào)頻能夠有效地在系統(tǒng)遭遇擾動(dòng)后降低頻率波動(dòng)峰值，防止誤切機(jī)導(dǎo)致的進(jìn)一步連鎖事故發(fā)生。

在以上兩區(qū)域異步聯(lián)結(jié)的模型上，參考4機(jī)系統(tǒng)發(fā)電機(jī)及其調(diào)速器和線路參數(shù)[23]，結(jié)合式（14）和式（16），設(shè)置階躍負(fù)荷擾動(dòng)，得到送端系統(tǒng)頻率階躍響應(yīng)如圖4。圖4中，直流調(diào)制參與調(diào)頻后為系統(tǒng)提供阻尼，頻率峰值及超調(diào)量明顯降低。

圖4 系統(tǒng)頻率階躍響應(yīng)

綜上，直流調(diào)制在參與系統(tǒng)調(diào)頻后提高了系統(tǒng)阻尼，從而減小系統(tǒng)頻率峰值，當(dāng)電網(wǎng)遭受擾動(dòng)導(dǎo)致頻率波動(dòng)時(shí)，通過(guò)本地的調(diào)速器和直流輸電的功率支援共同參與調(diào)頻，能夠降低擾動(dòng)對(duì)于頻率的影響，提高頻率穩(wěn)定性。

4 算例仿真

本文考慮云南電網(wǎng)2017年豐大情況下，云南電網(wǎng)作為送端向廣東輸送共計(jì)16400 MW有功功率如圖5所示。

圖5 云廣直流示意圖

圖6為附加頻率控制器，通常設(shè)置在直流輸電線調(diào)節(jié)器外環(huán)作為附加控制，屬于小信號(hào)調(diào)制。圖中由左至右分別為整流側(cè)和逆變側(cè)的頻率差（調(diào)制輸入信號(hào)）、濾波環(huán)節(jié)、死區(qū)、慣性環(huán)節(jié)，輸出信號(hào)為直流線調(diào)制功率。其中Tl為濾波環(huán)節(jié)時(shí)間常數(shù)。FLC也屬于附加頻率控制的范疇，通過(guò)兩個(gè)閉環(huán)控制直流調(diào)制功率以保持頻率穩(wěn)定。

圖6 直流頻率控制環(huán)節(jié)

4.1 比例放大系數(shù)對(duì)于頻率的影響

上文在簡(jiǎn)化線性模型基礎(chǔ)上分析了直流頻率控制環(huán)節(jié)中的放大比例系數(shù)對(duì)于頻率特性的影響。直流線整流側(cè)和逆變側(cè)常規(guī)控制選取為定功率控制。設(shè)在t=0.2 s楚穗直流線負(fù)極發(fā)生單極閉鎖，損失2500 MW直流線輸送功率。在楚穗直流FLC中分別設(shè)置5套方案如表1所示。

表1 直流附加頻率控制參數(shù)

設(shè)置FLC頻率控制器時(shí)均考慮云南電網(wǎng)實(shí)際情況只在云南送端側(cè)設(shè)置頻率控制器，受端廣東側(cè)均不設(shè)置FLC。在同樣直流閉鎖條件下，得到云南端楚雄換流站節(jié)點(diǎn)頻率如圖7所示。

圖7 楚雄換流站節(jié)點(diǎn)處頻率變化量（不同KP）

不同方案所得送端換流站處頻率峰值及到達(dá)時(shí)間、超調(diào)量、穩(wěn)態(tài)值和調(diào)節(jié)時(shí)間（頻率響應(yīng)到達(dá)并保持在終值±5%內(nèi)所需最短時(shí)間）如表2所示。

表2 不同方案的頻率特征值

圖7中，在無(wú)FLC參與調(diào)頻下的頻率響應(yīng)相較于FLC參與調(diào)頻波動(dòng)大、峰值高出約15 %～25 %，表2也反映出FLC調(diào)頻對(duì)于頻率穩(wěn)態(tài)偏差也造成影響，頻率超調(diào)量隨比例放大系數(shù)增大而減小，同時(shí)頻率穩(wěn)定的調(diào)節(jié)時(shí)間也隨之減少。圖8反映了雙回直流FLC參與調(diào)頻后直流線的輸送功率。

圖8 楚雄換流站節(jié)點(diǎn)處有功功率（不同KP）

無(wú)FLC參與調(diào)頻情況下，單極閉鎖后直流線功率不變，僅通過(guò)發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻對(duì)發(fā)電機(jī)出力進(jìn)行調(diào)整，F(xiàn)LC參與調(diào)頻后通過(guò)閉環(huán)控制使直流線隨頻率調(diào)整傳輸功率配合發(fā)電機(jī)出力調(diào)節(jié)能夠更快達(dá)到頻率穩(wěn)定。且隨著放大系數(shù)增大，頻率調(diào)節(jié)時(shí)間減小，相應(yīng)地在直流傳輸功率上也有所體現(xiàn)。通過(guò)仿真分析發(fā)現(xiàn)：

1）如上文分析中提出的直流調(diào)制比例系數(shù)對(duì)于頻率的影響，量測(cè)放大比例系數(shù)在一定范圍內(nèi)增大，會(huì)為系統(tǒng)提供一定的阻尼有助于系統(tǒng)頻率穩(wěn)定，減小送端頻率波動(dòng)。

2）隨著直流控制中比例系數(shù)增大，系統(tǒng)遭受擾動(dòng)后頻率波動(dòng)峰值相應(yīng)減小15 %～23 %并且峰值時(shí)間提前，頻率超調(diào)量減少0.1～0.15 Hz。配合穩(wěn)控切機(jī)減小了直流閉鎖下送端由于頻率過(guò)高造成的隱患，提高了系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性，同時(shí)直流調(diào)制的參與調(diào)頻也對(duì)頻率穩(wěn)態(tài)值造成了影響，通過(guò)仿真發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)的頻率靜態(tài)偏差在直流調(diào)制參與調(diào)頻后普遍提高。

3）FLC參與調(diào)頻后，穩(wěn)定調(diào)節(jié)時(shí)間隨著放大系數(shù)增大而縮短，但比例系數(shù)較小時(shí)調(diào)節(jié)時(shí)間過(guò)長(zhǎng)?？紤]到頻率峰值不能過(guò)高，波動(dòng)較小且穩(wěn)定調(diào)節(jié)時(shí)間短，優(yōu)先考慮FLC加入調(diào)頻的方案5。

4.2 FLC死區(qū)對(duì)于頻率的影響

上文分析中簡(jiǎn)化忽略了非線性環(huán)節(jié)，故對(duì)FLC死區(qū)對(duì)于頻率的影響未作出明確的分析。聯(lián)網(wǎng)條件下，根據(jù)直流調(diào)制和一次調(diào)頻配合原則，F(xiàn)LC死區(qū)大于發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻死區(qū)。云南電網(wǎng)中水電機(jī)組調(diào)頻死區(qū)多為±0.05 Hz，火電機(jī)組則為±0.033Hz，因此考慮設(shè)置FLC死區(qū)為±0.1Hz～±0.2Hz。在同樣楚穗直流線單極閉鎖故障下，設(shè)置雙回直流線動(dòng)作死區(qū)分別為±0.1Hz、±0.15Hz和±0.2Hz，得到楚雄換流站端的頻率如圖9所示。圖中，當(dāng)系統(tǒng)遭受擾動(dòng)后，死區(qū)大小實(shí)際對(duì)于頻率峰值影響較小，只對(duì)頻率靜態(tài)偏差造成影響。

圖9 楚雄換流站節(jié)點(diǎn)處頻率（不同死區(qū)）

當(dāng)FLC死區(qū)超過(guò)±0.15Hz，可能造成換流站頻率及電壓波動(dòng)過(guò)大危及直流線安全運(yùn)行。而死區(qū)過(guò)小則會(huì)導(dǎo)致FLC動(dòng)作次數(shù)增多，直流線過(guò)負(fù)荷時(shí)間增大，同樣不利于直流線安全運(yùn)行，故建議設(shè)置FLC死區(qū)為±0.15 Hz。

5 結(jié)束語(yǔ)

本文首先通過(guò)直流潮流法分析了一個(gè)有連接直流線的交流節(jié)點(diǎn)的系統(tǒng)在遭受負(fù)荷擾動(dòng)后的節(jié)點(diǎn)頻率響應(yīng)的解析式。

1）在簡(jiǎn)化模型基礎(chǔ)上分析了系統(tǒng)的靜態(tài)頻率偏差、阻尼比、超調(diào)量等頻率特性的特征量。在解析式分析和仿真驗(yàn)證下得出直流調(diào)制在參與調(diào)頻后對(duì)系統(tǒng)頻率特性有如下影響。

2）直流調(diào)制參與調(diào)頻后，送受端的阻尼增加，更有助于系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定，減輕頻率振蕩問(wèn)題，穩(wěn)定調(diào)節(jié)時(shí)間進(jìn)一步縮短2～3 s，穩(wěn)態(tài)值受其影響。擾動(dòng)后的頻率峰值會(huì)隨著直流調(diào)制中比例放大系數(shù)的增加而降低，且對(duì)比無(wú)FLC參與調(diào)頻峰值降低15 %～25 %，能有效地防止送端（特別是慣性較小的孤島系統(tǒng)）頻率過(guò)高引發(fā)的高周切機(jī)，從而引發(fā)進(jìn)一步連鎖反應(yīng)。

3）FLC死區(qū)對(duì)于頻率峰值影響并不大，但FLC死區(qū)設(shè)置過(guò)大會(huì)導(dǎo)致波動(dòng)過(guò)大，穩(wěn)定調(diào)節(jié)時(shí)間變長(zhǎng)，設(shè)置過(guò)小FLC動(dòng)作次數(shù)過(guò)多，過(guò)負(fù)荷時(shí)間長(zhǎng)，不利于安全穩(wěn)定運(yùn)行，綜合考慮聯(lián)網(wǎng)（非孤島）條件下建議FLC死區(qū)設(shè)置±0.15 Hz左右。