張建承 張?zhí)鹛?熊鴻韜 韓 兵 蘇成豐

柔性勵磁系統(tǒng)無功阻尼控制器參數(shù)整定方法及現(xiàn)場應用

張建承1張?zhí)鹛?熊鴻韜1韓 兵3蘇成豐4

（1. 國網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學研究院 杭州 310014 2. 強電磁工程與新技術(shù)國家重點實驗室（華中科技大學） 武漢 430074 3. 南京南瑞繼保電氣有限公司 南京 211102 4. 溫州百丈漈水力發(fā)電廠 溫州 325300）

該文提出基于模型實測校核的柔性勵磁系統(tǒng)無功阻尼控制器參數(shù)整定方法。通過線性化方法構(gòu)建包含柔性勵磁系統(tǒng)的Philips-Heffron模型，得到發(fā)電機電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS）控制通道和無功阻尼控制通道的復轉(zhuǎn)矩數(shù)學模型，開展影響控制器參數(shù)整定因素的量化分析。通過實測PSS控制通道的無補償相頻特性對復轉(zhuǎn)矩模型進行校核，在校核模型的基礎(chǔ)上，依據(jù)阻尼轉(zhuǎn)矩相位校正要求對無功阻尼控制器的超前滯后等控制參數(shù)進行整定?，F(xiàn)場應用結(jié)果表明，整定后的無功阻尼控制器顯著提升了發(fā)電機對有功振蕩的阻尼抑制效果，驗證了柔性勵磁系統(tǒng)無功阻尼控制技術(shù)的有效性，為進一步發(fā)揮柔性勵磁系統(tǒng)雙通道控制優(yōu)勢應對新型電力系統(tǒng)寬頻振蕩問題奠定良好的基礎(chǔ)。

柔性勵磁系統(tǒng) 無功阻尼控制器 復轉(zhuǎn)矩模型 參數(shù)整定方法 現(xiàn)場應用

0 引言

勵磁系統(tǒng)是一種向同步發(fā)電機提供勵磁電流的裝置，它能通過控制相對較小的轉(zhuǎn)子勵磁能量實現(xiàn)對發(fā)電機及其所在大系統(tǒng)的穩(wěn)定控制，包括電壓穩(wěn)定控制和低頻振蕩抑制，被譽為“電力系統(tǒng)穩(wěn)定運行的靈魂”[1]。目前，主要通過電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（Power System Stability, PSS）——一種在轉(zhuǎn)子勵磁系統(tǒng)中施加的附加控制功能實現(xiàn)對低頻振蕩的抑制。PSS能大幅提升電力系統(tǒng)的小干擾穩(wěn)定性，對電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行至關(guān)重要。但隨著現(xiàn)代電力系統(tǒng)的發(fā)展，系統(tǒng)振蕩向多源化、多頻段耦合方向發(fā)展[2-3]，對振蕩抑制技術(shù)提出了更高的要求。

在大受端電網(wǎng)中，由于開機規(guī)模減小等原因，區(qū)域電網(wǎng)阻尼削弱，在此背景下系統(tǒng)擾動易激發(fā)調(diào)速器負阻尼，進而在區(qū)域電網(wǎng)引發(fā)持續(xù)低頻振蕩[2]。在水電富集地區(qū)，水輪機調(diào)速系統(tǒng)在一定條件下呈現(xiàn)明顯的超低頻段負阻尼特性，引發(fā)電網(wǎng)超低頻振蕩問題[4-7]。電力系統(tǒng)電力電子化的發(fā)展，使得因電力電子裝置控制參數(shù)與電網(wǎng)參數(shù)不匹配引發(fā)的低頻振蕩問題日益突出，如高鐵牽引供電網(wǎng)中多次發(fā)生的車網(wǎng)耦合低頻振蕩等[8]。隨著大規(guī)模新能源并網(wǎng)運行，同步電源占比不斷減小，電網(wǎng)強度下降，進一步增加了新型電力系統(tǒng)發(fā)生低頻振蕩的風險[9-10]。此外，新能源場站、柔性直流輸電和靜止無功發(fā)生器等電力電子設(shè)備應用的增加還帶來了次同步/超同步諧振等寬頻振蕩問題[11-15]。

面對低頻振蕩多源化、寬頻化的挑戰(zhàn)，目前已提出的應對措施包括多頻段電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（Power System Stabilizer, PSS4B）、改進型電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS-NEW-B）和基于柔性勵磁系統(tǒng)的雙通道阻尼控制器[16-19]。PSS4B提供了低、中、高三個頻段的阻尼輸出通道，解決了PSS2B低頻段抑制能力不足的問題，但工程應用中存在控制器參數(shù)現(xiàn)場整定難，經(jīng)典參數(shù)不具備普遍適用性等問題[16]。PSS-NEW-B在PSS2B雙信號單通道的基礎(chǔ)上，通過優(yōu)化信號處理環(huán)節(jié)，增加低頻段的阻尼增益，有效提升對低頻段的抑制效果[17-18]。但無論是PSS4B還是PSS-NEW-B均為通過轉(zhuǎn)子勵磁的單通道來抑制振蕩，受限于單控制通道阻尼守恒原理，難以較好地兼顧對超低頻振蕩和高頻段振蕩的抑制效果。

柔性勵磁系統(tǒng)是一種基于IGBT的新型勵磁系統(tǒng)，能拓展現(xiàn)有的勵磁控制通道，在轉(zhuǎn)子勵磁控制的基礎(chǔ)上新增定子側(cè)無功控制通道，可實現(xiàn)定轉(zhuǎn)子雙通道阻尼控制，豐富同步機組抑制低頻振蕩的手段[19]。文獻[20]和文獻[21]分別通過在無功阻尼控制通道應用帶通濾波器和采用PSS-NEW-B信號處理環(huán)節(jié)，利用雙通道差異化協(xié)調(diào)配置雙阻尼控制器參數(shù)，實現(xiàn)了對低頻振蕩全頻段阻尼的整體提升。但上述針對柔性勵磁系統(tǒng)雙通道阻尼控制的研究尚處于實驗室研究階段，特別是無功阻尼控制通道的有效性及其控制特性尚未得到實際工程的驗證。因此，本文基于柔性勵磁系統(tǒng)百丈漈電廠示范工程開展了柔性勵磁系統(tǒng)無功阻尼控制器（Reactive Power Damping Controller, RPDC）的參數(shù)整定方法及現(xiàn)場試驗研究，提出基于模型實測校核的參數(shù)整定方法，首次在實際機組中實現(xiàn)無功阻尼控制的功率振蕩抑制效果，驗證了無功阻尼控制策略及參數(shù)整定方法的有效性。

1 柔性勵磁系統(tǒng)控制原理

柔性勵磁系統(tǒng)功率部分由采用IGBT全控器件的前級電壓源型換流器和后級直流斬波器構(gòu)成，前后級之間通過中間直流電容連接，電壓源型換流器的交流側(cè)通過勵磁變連接至發(fā)電機機端出口，直流斬波器輸出通過發(fā)電機碳刷集電環(huán)與轉(zhuǎn)子繞組相連，整體形成了自并勵勵磁結(jié)構(gòu)，其拓撲如圖1所示。

圖1 柔性勵磁系統(tǒng)拓撲

柔性勵磁系統(tǒng)的前級電壓源換流器采用交直軸解耦控制實現(xiàn)對有功功率和無功功率的解耦控制[21]。其中，為了穩(wěn)定控制柔性勵磁系統(tǒng)的中間直流電壓，建立了基于有功電流控制分量構(gòu)成的中間直流電壓控制外環(huán)，如圖2a所示。在中間直流電壓穩(wěn)定控制的基礎(chǔ)上，后級直流斬波器通過斬波控制實現(xiàn)對勵磁電壓的快速控制，并通過自動電壓調(diào)節(jié)器（Automatic Voltage Regulator, AVR）實現(xiàn)對發(fā)電機機端電壓的閉環(huán)控制，如圖2b所示。此外，在前級有功電流控制回路中還引入了以直流斬波器控制占空比為前饋信號的前饋控制回路，以提高系統(tǒng)的響應特性。

圖2 柔性勵磁系統(tǒng)控制框圖

無功阻尼控制器則由基于電壓源型換流器的無功電流控制回路構(gòu)建，如圖2a所示，通過控制柔性勵磁系統(tǒng)的無功功率，向發(fā)電機定子側(cè)注入無功來抑制功率振蕩。工程應用中，無功阻尼控制模型采用勵磁領(lǐng)域廣泛成熟應用的PSS2B模型，如圖3所示。該模型將有功變化量和轉(zhuǎn)速變化量的雙信號處理合成為加速功率信號，經(jīng)陷波器過濾軸系扭振和噪聲信號后與電磁功率通道合成為能抑制反調(diào)和原動機功率波動的發(fā)電機功率信號，最后經(jīng)超前滯后環(huán)節(jié)對相位進行校正后，輸出為控制信號。不同之處在于，常規(guī)PSS的控制目標是發(fā)電機轉(zhuǎn)子側(cè)的勵磁電壓，而無功阻尼控制的目標是勵磁系統(tǒng)向發(fā)電

圖3 無功阻尼控制器模型框圖

機定子側(cè)注入的無功功率。由于針對不同的控制目標和控制通道，因此需要建立柔性勵磁系統(tǒng)各阻尼控制通道的數(shù)學模型，分析無功阻尼控制器的作用機理及影響阻尼特性的關(guān)鍵因素，為無功阻尼控制器的參數(shù)整定奠定基礎(chǔ)。

2 無功阻尼控制通道數(shù)學模型

以安裝有柔性勵磁系統(tǒng)的單機無窮大系統(tǒng)為研究對象，包含柔性勵磁系統(tǒng)交流側(cè)無功功率注入的發(fā)電機系統(tǒng)線性化數(shù)學模型如式（1）所示，模型推導及參數(shù)定義參見文獻[20-21]。

基于柔性勵磁系統(tǒng)線性化數(shù)學模型，可得其電磁轉(zhuǎn)矩方程為

式中，Δe1為AVR和機組本身提供的電磁轉(zhuǎn)矩；ΔPSS為通過PSS控制提供的電磁轉(zhuǎn)矩；ΔQ為通過無功阻尼控制器控制提供的電磁轉(zhuǎn)矩。

式（2）中，各部分轉(zhuǎn)矩的表達式為

式中，A為勵磁系統(tǒng)動態(tài)增益；56和Q3為系統(tǒng)模型在初始穩(wěn)定運行點處的線性化系數(shù)，具體表達式為

其中

基于上述柔性勵磁系統(tǒng)數(shù)學模型分析，得到包含柔性勵磁系統(tǒng)交流側(cè)無功功率注入的改進型Philips-Heffron模型如圖4所示。圖4中，Δm、Δe和Δe分別為機械轉(zhuǎn)矩偏差、電磁轉(zhuǎn)矩偏差和有功功率偏差。由圖4可知，柔性勵磁系統(tǒng)無功阻尼控制器通過三個作用通道調(diào)節(jié)系統(tǒng)電磁轉(zhuǎn)矩，從而經(jīng)

圖4 包含無功阻尼控制器的Philips-Heffron模型

過控制作用提升電力系統(tǒng)的阻尼轉(zhuǎn)矩：①注入無功影響系統(tǒng)運行狀態(tài)，產(chǎn)生與系數(shù)Q1相關(guān)的作用通道，其直接向電力系統(tǒng)提供電磁轉(zhuǎn)矩；②系統(tǒng)運行工況變化影響定子磁鏈，進一步影響勵磁繞組，產(chǎn)生與Q2相關(guān)的作用通道；③系統(tǒng)電氣量變化作為勵磁調(diào)節(jié)器的輸入信號控制勵磁繞組，產(chǎn)生與Q3相關(guān)的作用通道。

進一步量化分析影響無功阻尼通道和PSS通道的無補償特性的因素，取三類參數(shù)變量，包括機組運行工況、發(fā)電機系統(tǒng)參數(shù)和勵磁控制參數(shù)。

（1）運行工況的影響分析

機組出力水平、功率因數(shù)和機端電壓對無功阻尼和PSS通道的影響對比如附圖1～附圖3所示。從相頻特性來看，機組運行工況對PSS通道的影響較小，但對無功阻尼通道影響較大，且頻率越高相位差別越大，最大可達30°左右。

（2）發(fā)電機系統(tǒng)參數(shù)的影響分析

系統(tǒng)等值阻抗、直軸同步電抗、交軸同步電抗、直軸暫態(tài)電抗和勵磁繞組時間常數(shù)對無功阻尼和PSS通道的影響對比如附圖4～附圖8所示。其中，直軸同步電抗、勵磁繞組時間常數(shù)對無功阻尼和PSS通道的無補償特性影響較小，交軸同步電抗和直軸暫態(tài)電抗僅對無功阻尼通道的相頻特性有較大影響，而系統(tǒng)等值阻抗對無功阻尼和PSS通道的相頻特性均有明顯的影響?？紤]交軸同步電抗和直軸暫態(tài)電抗的取值存在20%誤差，對無功阻尼通道的相頻特性的影響最大也達到30°左右。

（3）勵磁控制參數(shù)的影響分析

勵磁系統(tǒng)動態(tài)增益對無功阻尼和PSS通道的相頻特性均有一定的影響，勵磁動態(tài)增益對阻尼通道特性的影響分析如附圖9所示。其中對PSS通道主要影響低頻段的相位，對無功阻尼通道則主要影響中高頻段的相位，最大影響均在10°左右。

3 基于模型實測校核的參數(shù)整定方法

基于前文的柔性勵磁系統(tǒng)數(shù)學模型及影響無功阻尼通道無補償相頻特性的量化分析，在現(xiàn)場應用中，無功阻尼控制器的參數(shù)整定試驗分為三個步驟，無功阻尼通道校核建模、無功阻尼控制器參數(shù)整定以及阻尼控制能力驗證試驗，如圖5所示。

3.1 校核建模

由第2節(jié)對不同阻尼通道無補償相頻特性的量化分析可知，無功阻尼通道的轉(zhuǎn)矩特性相較PSS通道更易受到機組運行工況、發(fā)電機系統(tǒng)參數(shù)及勵磁控制參數(shù)的影響。因此在開展無功阻尼控制器參數(shù)整時，應通過合理選取機組運行工況、準確辨識發(fā)電機并網(wǎng)系統(tǒng)關(guān)鍵參數(shù)，以提高參數(shù)整定的有效性。其中，在機組運行工況方面，有功出力建議取80%，無功出力取0，機端電壓取實際均值，以獲取相對平均的相頻特性保證參數(shù)整定后的魯棒性。在發(fā)電機系統(tǒng)參數(shù)方面，系統(tǒng)等值阻抗、交軸同步電抗、直軸暫態(tài)電抗以及勵磁系統(tǒng)動態(tài)增益應通過實測模型校核，以盡量減小參數(shù)誤差造成的無補償相頻特性偏移。最后通過實測PSS無補償相頻特性對模型的電氣參變量進行總的校核。

圖5 參數(shù)整定試驗流程

經(jīng)辨識校核的柔性勵磁系統(tǒng)示范工程試驗機組參數(shù)見表1。根據(jù)式（3）建立PSS無補償相頻特性模型，得到理論PSS無補償相頻特性曲線，并與通過實測獲得的實際PSS無補償相頻特性曲線進行比較，如圖6所示，實測與理論相頻特性基本一致，僅在本機振蕩點附近有差異，造成上述差異的原因是實測采用機端電壓作為反饋量，測量相位相對理論模型在本機振蕩點更滯后[22-23]。因此判定模型校核通過，基于式（3）即可建立無功阻尼通道無補償特性模型。

表1 柔性勵磁系統(tǒng)試驗機組參數(shù)

Tab.1 The parameters of testing generator

圖6 無補償相頻特性模型校核

3.2 參數(shù)整定

基于3.1節(jié)獲得的無補償相頻特性，整定無功阻尼控制器超前滯后環(huán)節(jié)參數(shù)。由圖6可知經(jīng)過180°相位校正的無功阻尼通道無補償相頻特性與PSS無補償特性相似，因此通過將無功阻尼控制器的增益環(huán)節(jié)QS1增加負號（如圖3所示），實現(xiàn)180°相位校正，便于簡化超前滯后環(huán)節(jié)的參數(shù)整定。

在已知無補償相頻特性的情況下，無功阻尼控制器與常規(guī)PSS參數(shù)整定方法相同，可參照標準DL/T 1231《電力系統(tǒng)穩(wěn)定器整定試驗導則》對各個部分參數(shù)進行整定，其中超前滯后環(huán)節(jié)整定的主要目標為：將無功阻尼控制通道的阻尼轉(zhuǎn)矩相位補償至90°附近，即小干擾轉(zhuǎn)矩相量落在Δ軸附近，以向系統(tǒng)提供盡可能大的阻尼轉(zhuǎn)矩。由圖4可知，無功阻尼控制器的傳遞函數(shù)可表示為

結(jié)合式（3）可知，當以Δ軸為參考相量時，柔性勵磁系統(tǒng)無功阻尼控制器參數(shù)整定的目標函數(shù)為

式中，f為需要分析的頻率；為分析的頻率點數(shù)。

具體約束要求為：在0.1～3Hz范圍內(nèi)，將阻尼轉(zhuǎn)矩相位補償至70°～135°之間，因此可得約束條件為

綜合整定得到的無功阻尼控制器參數(shù)見表2?？傮w相位校正效果如圖7所示，以本次現(xiàn)場試驗重點校核的本機振蕩頻率點2.1Hz為例，該頻率點無補償相位為73.5°，校正后相位調(diào)整至90°附近，因此無功阻尼控制器能提供更大的阻尼轉(zhuǎn)矩以及更好的魯棒性，如圖8所示。圖8中，ΔR0和ΔRc分別為無功通道經(jīng)無功阻尼控制器補償前后的轉(zhuǎn)矩。

表2 無功阻尼控制器整定后參數(shù)

Tab.2 The setting parameters of RPDC

圖7 無功阻尼通道相位補償

圖8 本機振蕩頻率點復轉(zhuǎn)矩相位校正

4 現(xiàn)場測試及仿真驗證

4.1 現(xiàn)場測試驗證

在現(xiàn)場試驗中，開展不投入和投入無功阻尼控制器試驗，通過負載階躍試驗驗證無功阻尼控制的阻尼控制效果。圖9a為不投入無功阻尼控制器時的試驗結(jié)果，反映了機組的自然阻尼性能。由圖可知，發(fā)電機系統(tǒng)的本機振蕩頻率為2.14Hz，振蕩次數(shù)為4次左右，有功振蕩衰減阻尼比為0.12。圖9b為投入無功阻尼控制器時的試驗結(jié)果，圖示結(jié)果表明有功振蕩次數(shù)減少至1.5次左右，阻尼比提升效果明顯，達到0.22，且振蕩頻率基本保持不變，表明無功阻尼控制器提供的轉(zhuǎn)矩相量在Δ軸附近，未對同步轉(zhuǎn)矩產(chǎn)生明顯影響，佐證了參數(shù)整定的正確性。

圖9 無功阻尼控制器現(xiàn)場試驗錄波

現(xiàn)場通過對比單獨投入PSS和同時投入PSS、RPDC，進一步驗證RPDC和PSS的共同作用，如圖10所示。由圖10結(jié)果可知，僅投入PSS時有功衰減阻尼比為0.19，同時投入RPDC和PSS時，阻尼比提升至0.25，證明RPDC和PSS能同時發(fā)揮作用，提供更強的功率振蕩抑制能力。不同工況阻尼比測試結(jié)果見表3。

圖10 無功阻尼控制與PSS配合現(xiàn)場試驗錄波

表3 不同工況阻尼比測試結(jié)果

Tab.3 Testing results of damping ratios in different conditions

4.2 仿真驗證

由于現(xiàn)場僅能校驗本機振蕩頻率點附近的阻尼效果，因此，本文通過在Simulink中建立如圖11所示的包含柔性勵磁系統(tǒng)的單機無窮大模型校驗柔性勵磁系統(tǒng)在其他低頻振蕩頻段的阻尼提升能力。仿真中，通過改變發(fā)電機轉(zhuǎn)動慣量激發(fā)不同大小的系統(tǒng)振蕩頻率，等效校驗不同振蕩頻率下柔性勵磁系統(tǒng)的阻尼控制能力。在0.6～2.5Hz下有功振蕩抑制效果的仿真計算結(jié)果見表4。仿真結(jié)果表明所整定的控制器能有效提升系統(tǒng)低頻振蕩全頻段的阻尼水平。此外，通過進一步應用帶通濾波器或采用PSS-NEW-B信號處理方式還可針對性提升超低頻段的阻尼水平[20-21]，限于篇幅本文不再重復驗證。

圖11 柔性勵磁系統(tǒng)仿真主回路原理

表4 不同頻段阻尼效果仿真計算結(jié)果

Tab.4 The simulation results of damping ratio improved in different frequencies

5 結(jié)論

柔性勵磁系統(tǒng)采用IGBT解耦拓撲，突破了常規(guī)勵磁技術(shù)控制維度單一的限制，在快速控制勵磁電壓的基礎(chǔ)上，還能通過勵磁變壓器向發(fā)電機注入交流無功，為實現(xiàn)無功阻尼控制提供了硬件基礎(chǔ)。本文通過理論分析揭示了柔性勵磁系統(tǒng)無功阻尼控制的作用機理及其通道特性，相對常規(guī)PSS控制其更易受到機組運行工況、發(fā)電機系統(tǒng)參數(shù)及勵磁控制參數(shù)變化的影響，需要準確獲取無功通道模型才能實現(xiàn)阻尼控制參數(shù)的魯棒性整定。為此，本文提出了模型實測校核的無功阻尼控制器參數(shù)整定方法，通過模型實測校核建立無功阻尼通道的復轉(zhuǎn)矩模型，獲取相應的無補償相頻特性，在此基礎(chǔ)上開展無功阻尼控制器的參數(shù)整定?，F(xiàn)場試驗結(jié)果驗證了本文所提方法的有效性，同時也是首次通過工程應用實證了無功阻尼控制理論的有效性，實現(xiàn)了理論研究向工程應用的重要突破，為進一步發(fā)揮柔性勵磁系統(tǒng)雙通道控制優(yōu)勢，解決系統(tǒng)振蕩的復雜化、寬頻化問題打下堅實的基礎(chǔ)。

附圖1 有功出力對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.1 Influence analysis of active power output on damping torque characteristics

附圖2 功率因數(shù)對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.2 Influence analysis of power factor on damping torque characteristics

附圖3 機端電壓對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.3 Influence analysis of generator voltage on damping torque characteristics

附圖4 等值阻抗對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.4 Influence analysis of system impedance on damping torque characteristics

附圖5 直軸電抗對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.5 Influence analysis of d-axis reactance on damping torque characteristics

附圖6 交軸電抗對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.6 Influence analysis of q-axis reactance on damping torque characteristics

附圖7 直軸暫態(tài)電抗對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.7 Influence analysis of d-axis transient reactance on damping torque characteristics

附圖8 轉(zhuǎn)子時間常數(shù)對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.8 Influence analysis of rotor time constant on damping torque characteristics

附圖9 勵磁動態(tài)增益對阻尼通道特性的影響分析

App.Fig.9 Influence analysis of excitation dynamic gain on damping torque characteristics

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Parameter Setting Method and Field Application of Reactive Power Damping Controller for Flexible Excitation System

Zhang Jiancheng1Zhang Tiantian2Xiong Hongtao1Han Bing3Su Chengfeng4

（1.State Grid Zhejiang Electric Power Research Institute Hangzhou 310014 China 2. State Key Laboratory of Advanced Electromagnetic Engineering and Technology Huazhong University of Science and Technology Wuhan 430074 China 3. NR Electric Co. Ltd Nanjing 211102 China 4. Wenzhou Baizhangji Hydropower Station Wenzhou 325300 China）

Based on the verified complex torque model, the parameter setting method of reactive power damping controller (RPDC) for flexible excitation system is proposed in this paper. The Philips-Heffron model with flexible excitation system is built by the linearized modeling method, and the small perturbation complex torque models of both PSS control channel and RPDC control channel are deduced. Then, the quantitative analysis of different influencing factors are carried out. The complex torque model is verified by the measured uncompensated phase-frequency characteristic of PSS control channel. Based on the verified complex torque model, the lead-lag parameters of RPDC are adjusted to achieve the maximum damping torque. The field test results show that, using the proposed parameter setting method, the local machine frequency power oscillation can be effectively suppressed by the RPDC, which is also the first time to successfully apply RPDC in practice and lays a good foundation to take the advantage of double damping channels of flexible excitation system for suppressing the wider frequency power oscillation in new power system.

Flexible excitation system, reactive power damping controller, complex torque model, parameter setting method, field application

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211731

TM712

國網(wǎng)浙江省電力有限公司科技項目資助（5211DS19002L）。

2021-10-29

2021-12-11

張建承 男，1988年生，博士，研究方向為新型電力系統(tǒng)勵磁控制與機網(wǎng)協(xié)調(diào)技術(shù)。E-mail：jianchengzz@163.com（通信作者）

張?zhí)鹛?女，1995年生，博士研究生，研究方向為發(fā)電機勵磁系統(tǒng)與電力系統(tǒng)分析。E-mail：tiantian_z@hust.edu.cn

（編輯 赫蕾）