崔幼石，嚴(yán)干貴，劉櫂芮，賈希浩，王振洋，翟文超

（東北電力大學(xué)現(xiàn)代電力系統(tǒng)仿真控制與綠色電能新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，吉林吉林 132000）

0 引言

“雙碳”目標(biāo)驅(qū)動(dòng)下，我國(guó)新能源滲透率將穩(wěn)步提升，風(fēng)力發(fā)電是新能源發(fā)電的重要組成部分[1]。截至2021 年5 月，全國(guó)風(fēng)電機(jī)組累計(jì)裝機(jī)容量已達(dá)到2.9×105MW；而到2050 年，這一數(shù)字預(yù)計(jì)將達(dá)到2.4×106MW[2]。

風(fēng)電等新能源設(shè)備在系統(tǒng)發(fā)生功率不平衡擾動(dòng)時(shí)不響應(yīng)系統(tǒng)的頻率變化，而大規(guī)模風(fēng)電并網(wǎng)必然會(huì)降低系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性[3-6]，因此需要風(fēng)電場(chǎng)在備用一定功率的基礎(chǔ)上，具備參與系統(tǒng)一次調(diào)頻能力。目前各國(guó)出臺(tái)的新能源并網(wǎng)準(zhǔn)則均要求新能源場(chǎng)站能夠參與系統(tǒng)一次調(diào)頻[7-10]。

雙饋風(fēng)電機(jī)組（Doubly-fed Induction Generators，DFIG）在減載控制的基礎(chǔ)上對(duì)于系統(tǒng)頻率可以提供一定的支撐[11-15]，文獻(xiàn)[16-19]提出了場(chǎng)站中各個(gè)機(jī)組下垂系數(shù)的整定方法，使風(fēng)電機(jī)組能夠更有效調(diào)頻功率，在頻率擾動(dòng)時(shí)提供可靠的功率支撐。文獻(xiàn)[20]針對(duì)微電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)頻率偏差進(jìn)行優(yōu)化，提出變減載率的方法，通過(guò)優(yōu)化算法得到最佳下垂控制參數(shù)，文獻(xiàn)[21]基于模糊邏輯算法提出了提升電網(wǎng)頻率控制效果的速度控制器動(dòng)態(tài)運(yùn)行算法，緩解了與調(diào)頻環(huán)節(jié)間的相互矛盾作用。本文主要工作在于研究雙饋風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行在最大功率點(diǎn)跟蹤（Maximum Power Point Tracking，MPPT）下的慣量控制及分析控制參數(shù)對(duì)其慣量特性影響。

風(fēng)電的慣量控制是在慣性響應(yīng)階段在并網(wǎng)逆變器控制環(huán)節(jié)上附加信號(hào)，以使風(fēng)電機(jī)組模擬傳統(tǒng)同步機(jī)在面對(duì)負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)釋放旋轉(zhuǎn)元件動(dòng)能，阻止系統(tǒng)頻率變化過(guò)快而影響電網(wǎng)穩(wěn)定運(yùn)行[22]。文獻(xiàn)[23]量化了DFIG 在暫態(tài)過(guò)程中可提供的最大有功支撐，并在電力系統(tǒng)建立了風(fēng)電機(jī)組頻率支撐能力與頻率優(yōu)化的相互關(guān)系，并量化分析了風(fēng)電短期功率支撐作用下對(duì)系統(tǒng)頻率跌落值的提升效果。在轉(zhuǎn)子慣性響應(yīng)的支撐能力分析方面，文獻(xiàn)[24]則評(píng)估了定速型風(fēng)機(jī)和變速型風(fēng)機(jī)在系統(tǒng)中的慣量支撐能力，變速風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)子速度可在變流器的控制作用下降到更低，由此可以為系統(tǒng)提供更多的功率支撐。文獻(xiàn)[25]提出了一種通過(guò)需求層次分析模型，對(duì)于目標(biāo)函數(shù)中各指標(biāo)的參與因子進(jìn)行優(yōu)化，進(jìn)而對(duì)機(jī)組參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化選擇的策略。

現(xiàn)有研究基本著眼于對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)附加控制使其具有慣量響應(yīng)的能力，以及對(duì)傳統(tǒng)慣量控制方式參數(shù)的優(yōu)化方面，對(duì)于風(fēng)電設(shè)備慣量特性的本質(zhì)以及其參與調(diào)頻過(guò)程中與所在系統(tǒng)中與同步機(jī)一次調(diào)頻的相互影響鮮有研究。

本文以雙饋風(fēng)電機(jī)組為對(duì)象，研究了雙饋風(fēng)電機(jī)組的結(jié)構(gòu)及控制系統(tǒng)，基于鎖相環(huán)動(dòng)態(tài)響應(yīng)原理，研究鎖相環(huán)參數(shù)對(duì)雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量特性的影響，分析風(fēng)電慣性控制與同步機(jī)一次調(diào)頻之間的交互作用，并提出風(fēng)電轉(zhuǎn)子慣性控制與同步發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻協(xié)同優(yōu)化控制策略，為新能源設(shè)備參與系統(tǒng)一次調(diào)頻提供優(yōu)化幫助。

1 雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)建模

本文所采用的DFIG 機(jī)組如圖1 所示，由多個(gè)風(fēng)力機(jī)、雙饋感應(yīng)電機(jī)、四象限變流器及線路負(fù)荷參數(shù)構(gòu)成[26]。

圖1 雙饋風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Grid connection structure of DFIG

以功率外環(huán)控制指令控制轉(zhuǎn)子側(cè)變流器，可以實(shí)現(xiàn)定子有功與無(wú)功解耦控制，而網(wǎng)側(cè)變流器的功能是控制逆變器直流電壓穩(wěn)定并輔助轉(zhuǎn)子變流器調(diào)節(jié)并網(wǎng)有功、無(wú)功功率，其基本控制框圖如圖2所示。Ps和Qs為機(jī)側(cè)變流器有功和無(wú)功功率，Pb和Qsref為對(duì)應(yīng)的有功/無(wú)功參考功率，udc與Qg為逆變側(cè)直流母線電壓與網(wǎng)側(cè)無(wú)功功率。Usq/d，Urq/d，Ugq/d分別為定子、轉(zhuǎn)子、網(wǎng)側(cè)q/d軸電壓，isq/d，isq/d，igq/d分別為定子、轉(zhuǎn)子、網(wǎng)側(cè)q/d軸電流，下標(biāo)ref 表示對(duì)應(yīng)參考值。Ud為并網(wǎng)點(diǎn)電壓的d軸分量，S為轉(zhuǎn)差率，xm與xs分別為勵(lì)磁電感與定子漏抗。ωr為轉(zhuǎn)子角速度，ωg為網(wǎng)側(cè)同步角速度，Ls為定子側(cè)電感，Lf為網(wǎng)側(cè)濾波電感，ura，urb，urc為機(jī)側(cè)變流器輸出的a，b，c 相電壓，uga，ugb，ugc為網(wǎng)側(cè)變流器輸出的a，b，c 相電壓。

圖2 雙饋風(fēng)電機(jī)組四象限變流器控制系統(tǒng)Fig.2 Four-quadrant converter control system of DFIG

建立雙饋感應(yīng)電機(jī)數(shù)學(xué)模型，規(guī)定定子電壓，電流方向?yàn)榘l(fā)電機(jī)慣例；轉(zhuǎn)子電壓、電流方向?yàn)殡妱?dòng)機(jī)慣例，以定子合成磁場(chǎng)矢量方向?yàn)閐軸，建立dq兩相同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，ψsq/d，ψrq/d分別為定子側(cè)與轉(zhuǎn)子側(cè)的q/d軸磁鏈；ω1，ωs分別為同步角速度和轉(zhuǎn)差角速度；Rs，Rr分別為定子側(cè)與轉(zhuǎn)子的等效電阻，其中ψsd=0，ψsq=-ψs。Usd=Us，Usq=0。

dq坐標(biāo)系下雙饋感應(yīng)電機(jī)定、轉(zhuǎn)子電壓方程為：

定、轉(zhuǎn)子磁鏈方程如式（2）所示。

式中：Lr為轉(zhuǎn)子側(cè)電感；Lm為定轉(zhuǎn)子之間互感。

2 雙饋風(fēng)力機(jī)組轉(zhuǎn)子慣性控制策略

傳統(tǒng)運(yùn)行模式下，雙饋風(fēng)機(jī)一般運(yùn)行在MPPT運(yùn)行點(diǎn)處，在一個(gè)穩(wěn)定的風(fēng)速值下時(shí)，其捕獲的機(jī)械功率已達(dá)最大值，在系統(tǒng)內(nèi)發(fā)生功率缺額產(chǎn)生向下的頻率擾動(dòng)時(shí)，并不能如傳統(tǒng)的同步發(fā)電機(jī)一樣通過(guò)調(diào)速器控制氣閥開(kāi)度以增發(fā)功率為系統(tǒng)提供有功支撐。

因此，雙饋風(fēng)機(jī)持續(xù)參與系統(tǒng)頻率調(diào)制勢(shì)必放棄最大風(fēng)能捕獲，留有部分有功備用，其典型的減載方式分為兩種，一種是中低風(fēng)速下使風(fēng)力機(jī)組運(yùn)行在超速減載運(yùn)行點(diǎn)，另一種是在高風(fēng)速下增大槳距角，此兩種方法的控制邏輯都為讓風(fēng)力機(jī)運(yùn)行偏離MPPT 運(yùn)行點(diǎn)，減小其風(fēng)能利用系數(shù)Cp 以減少風(fēng)能的捕獲量，在系統(tǒng)需要雙饋風(fēng)電機(jī)組參與頻率調(diào)制時(shí)，調(diào)整DFIG 運(yùn)行點(diǎn)以增大風(fēng)能捕獲量，釋放有功備用。

事實(shí)上，采用超速減載與槳距角減載兩種方法提供的備用功率較為有限，且會(huì)造成棄風(fēng)、棄電問(wèn)題，影響風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的經(jīng)濟(jì)效益。本文聚焦于采用轉(zhuǎn)子慣性控制，既使得風(fēng)電處在MPPT 運(yùn)行狀態(tài)下，又能保證其在系統(tǒng)發(fā)生調(diào)頻需求時(shí)能提供暫時(shí)的功率支撐，并提出雙饋風(fēng)電機(jī)組慣性控制下與系統(tǒng)中同步發(fā)電機(jī)的協(xié)同控制策略，進(jìn)一步優(yōu)化系統(tǒng)功率擾動(dòng)下的頻率特性。

2.1 基于鎖相環(huán)動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程的慣性控制設(shè)計(jì)

對(duì)于同步機(jī)組而言，有轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程

式中：PGm為同步機(jī)機(jī)械功率；Pe為同步機(jī)電磁功率；H為慣性常數(shù)；ω為同步機(jī)角速度。

同步發(fā)電機(jī)組慣量響應(yīng)階段，系統(tǒng)出現(xiàn)功率缺額后，如式（4）所示，由于發(fā)電機(jī)勵(lì)磁電壓與機(jī)端電壓的相位差在系統(tǒng)擾動(dòng)作用下發(fā)生了改變，進(jìn)而導(dǎo)致電磁功率增加，而此時(shí)調(diào)速器尚未響應(yīng)頻率變化，同步機(jī)機(jī)械功率仍保持不變，軸系元件在不平衡轉(zhuǎn)矩的驅(qū)使作用下按轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程發(fā)生轉(zhuǎn)速變化以釋放動(dòng)能。

式中：E為發(fā)電機(jī)勵(lì)磁電壓；U為機(jī)端電壓；X為發(fā)電機(jī)等效電感；δ為發(fā)電機(jī)勵(lì)磁電壓與機(jī)端電壓的相位差。

同樣，雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的旋轉(zhuǎn)元件中蘊(yùn)含著巨大的旋轉(zhuǎn)動(dòng)能可由式（5）表示：

式中：Er為在任意轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速Ω（rad/s）下儲(chǔ)存在風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子中的旋轉(zhuǎn)動(dòng)能；J為風(fēng)力發(fā)電機(jī)組旋轉(zhuǎn)元件的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。

在風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速發(fā)生變化時(shí)釋放或吸收的功率ΔPinertia可表示為：

而在轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速發(fā)生變化時(shí)，忽略損耗，風(fēng)電機(jī)組因轉(zhuǎn)速偏離最大運(yùn)行點(diǎn)會(huì)導(dǎo)致捕獲機(jī)械功率變化，偏差值為ΔPm，在該過(guò)程中風(fēng)機(jī)定子功率Ps值可由式（7）表示：

式中：Pm為風(fēng)電機(jī)組捕獲的機(jī)械功率；Pr為轉(zhuǎn)子功率。

DFIG 對(duì)外實(shí)際增發(fā)的功率為ΔP，其表達(dá)式為：

風(fēng)電機(jī)組較傳統(tǒng)的慣量控制如圖3 所示，V為當(dāng)前時(shí)刻風(fēng)速，k為慣量控制增益系數(shù)，f為系統(tǒng)頻率，其邏輯為在DFIG 有功控制環(huán)中引入系統(tǒng)頻率偏差量和微分量，使系統(tǒng)頻率與風(fēng)電轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速與之間產(chǎn)生耦合關(guān)系，系統(tǒng)頻率發(fā)生跌落時(shí)，定子功率參考值Pb突增，風(fēng)力發(fā)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩增加控制轉(zhuǎn)子減速，從而讓存儲(chǔ)在風(fēng)力機(jī)旋轉(zhuǎn)葉片中的部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化為電磁功率以補(bǔ)充功率缺額，Ps隨之突增為電力系統(tǒng)提供短暫的功率支撐。這種典型的控制方法本質(zhì)在于通過(guò)附加參考信號(hào)使DFIG 內(nèi)部機(jī)械部分與電磁部分產(chǎn)生不平衡功率，使其模擬同步發(fā)電機(jī)的慣量響應(yīng)。其缺點(diǎn)在于需時(shí)刻監(jiān)測(cè)風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)點(diǎn)頻率變化微分量，并且改變了風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的控制結(jié)構(gòu)，且增益系數(shù)k的整定原則設(shè)計(jì)十分困難。

圖3 傳統(tǒng)風(fēng)電虛擬慣量控制策略圖Fig.3 Diagram showing traditional wind power virtual inertia control strategy

2.2 基于鎖相環(huán)響應(yīng)的慣量控制策略

基于文獻(xiàn)[27-28]所提出雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，評(píng)估雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量特性及對(duì)系統(tǒng)頻率特性影響。忽略電磁暫態(tài)過(guò)程，將鎖相環(huán)坐標(biāo)系下定子電壓磁鏈方程簡(jiǎn)化為：

相較于同步發(fā)電設(shè)備內(nèi)電勢(shì)的概念，定義E=jωLmir為雙饋風(fēng)電機(jī)組內(nèi)電勢(shì)，鎖相環(huán)坐標(biāo)系下，內(nèi)電勢(shì)E，電網(wǎng)電壓Ug，雙饋風(fēng)機(jī)端電壓Us以及在擾動(dòng)后的端電壓相位U′s，網(wǎng)側(cè)變換器的相位角為θs，鎖相環(huán)鎖相相角為θPLL，相位關(guān)系如圖4 所示。

圖4 鎖相環(huán)坐標(biāo)系下DFIG內(nèi)電勢(shì)相位示意圖Fig.4 Schematic diagram of internal voltage phase of DFIG in PLL coordinate system

對(duì)于風(fēng)電等新能源設(shè)備而言，經(jīng)鎖相環(huán)并網(wǎng)，系統(tǒng)頻率受擾動(dòng)變化時(shí)，在鎖相環(huán)的相位追蹤作用下不響應(yīng)系統(tǒng)頻率擾動(dòng)本質(zhì)是網(wǎng)側(cè)變換器內(nèi)電勢(shì)與電網(wǎng)電壓的快速鎖相會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)發(fā)生功率缺額時(shí)的θs近乎不發(fā)生改變，風(fēng)電機(jī)組輸出的電磁功率不受電網(wǎng)擾動(dòng)影響。

采用圖5 所示的鎖相環(huán)控制策略，通過(guò)合理設(shè)置雙饋風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)鎖相環(huán)控制參數(shù)，能夠放緩網(wǎng)側(cè)鎖相環(huán)鎖相速度，進(jìn)而使系統(tǒng)頻率擾動(dòng)時(shí)θPLL能夠發(fā)生改變，風(fēng)電進(jìn)而在系統(tǒng)擾動(dòng)作用下響應(yīng)鎖相環(huán)功角變化，由此模擬同步發(fā)電機(jī)慣量特性，等效增加其在系統(tǒng)發(fā)生功率擾動(dòng)時(shí)中所體現(xiàn)的慣量水平。

圖5 鎖相環(huán)控制策略Fig.5 PLL control strategy

基于鎖相環(huán)快速響應(yīng)特性的風(fēng)機(jī)慣量控制策略，其優(yōu)點(diǎn)在于無(wú)需附加控制策略，也無(wú)需時(shí)刻監(jiān)測(cè)系統(tǒng)頻率變化量及微分量，利用鎖相環(huán)內(nèi)電勢(shì)相位差，能在電力系統(tǒng)發(fā)生功率擾動(dòng)的同時(shí)，瞬時(shí)釋放風(fēng)力機(jī)軸系儲(chǔ)存的動(dòng)能，而其支撐時(shí)間尺度較長(zhǎng)，與同步發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻時(shí)間尺度會(huì)有重疊，大量的風(fēng)電機(jī)組旋轉(zhuǎn)能量釋放會(huì)抑制同步發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻的作用。

3 風(fēng)-火協(xié)同調(diào)頻策略

3.1 風(fēng)電慣量響應(yīng)對(duì)同步機(jī)調(diào)頻抑制作用分析

同步發(fā)電機(jī)參與電力系統(tǒng)一次調(diào)頻的原理如圖6 所示，TCH為高壓缸氣室蒸汽容積時(shí)間常數(shù)，TRH為中間再熱管蒸汽容積時(shí)間常數(shù)，KG為轉(zhuǎn)速調(diào)節(jié)器的放大系數(shù)，TSR為繼動(dòng)器時(shí)間常數(shù)，TSM為油動(dòng)機(jī)積分時(shí)間常數(shù)，F(xiàn)HP為高壓缸功率系數(shù)。其調(diào)頻原理在于系統(tǒng)頻率發(fā)生偏差時(shí)，通過(guò)調(diào)速器給出調(diào)頻信號(hào)影響同步發(fā)電機(jī)氣門(mén)開(kāi)放程度改變自身出力以響應(yīng)系統(tǒng)頻率發(fā)生的變化。

圖6 同步發(fā)電機(jī)調(diào)速器及原動(dòng)機(jī)數(shù)學(xué)模型Fig.6 Mathematical model of synchronous generator governor and prime motor

圖7 為本文所采用的再熱式同步機(jī)組頻率響應(yīng)模型。采用雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量控制策略的同時(shí)風(fēng)電機(jī)組對(duì)電力系統(tǒng)的快速功率支撐功率較大，支撐時(shí)間尺度較長(zhǎng)，對(duì)同步發(fā)電機(jī)而言相當(dāng)于暫時(shí)減少了系統(tǒng)中的不平衡功率，即減小了PGm與負(fù)荷功率PL的差值，由式（11）可知，減少PGm與PL的差值會(huì)導(dǎo)致Δωg絕對(duì)值減小，Δωg本身為負(fù)值，調(diào)速器反饋?zhàn)饔煤笸綑C(jī)參與調(diào)頻的增發(fā)功率暫時(shí)減小。

圖7 再熱式同步機(jī)組頻率響應(yīng)模型（SFR）Fig.7 Frequency response model of reheat synchronous generators

式中Ggov（s）為渦輪機(jī)傳遞函數(shù)。

如圖8 所示，fa為擾動(dòng)發(fā)生前的系統(tǒng)頻率；PO為擾動(dòng)發(fā)生前的同步發(fā)電機(jī)出力值；PL為擾動(dòng)發(fā)生前的負(fù)荷特性曲線；f′a為風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)支撐效果結(jié)束時(shí)的系統(tǒng)頻率；P′O為風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)支撐效果結(jié)束時(shí)的同步發(fā)電機(jī)出力值；P′L為風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)支撐效果結(jié)束時(shí)的負(fù)荷特性曲線；f″a為風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)支撐效果最強(qiáng)時(shí)的系統(tǒng)頻率；P″O為風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)支撐效果最強(qiáng)時(shí)的同步發(fā)電機(jī)出力值；P″L為風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)支撐效果最強(qiáng)時(shí)的負(fù)荷特性曲線。不計(jì)負(fù)荷自身的頻率調(diào)節(jié)效應(yīng)，系統(tǒng)負(fù)荷增加量為ΔP時(shí)，同步發(fā)電機(jī)組的一次調(diào)頻目標(biāo)出力應(yīng)由PO向P′O移動(dòng)，而此時(shí)不平衡功率出現(xiàn)的同時(shí)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組產(chǎn)生慣性響應(yīng)，對(duì)于同步機(jī)組而言，由于風(fēng)電機(jī)組的快速響應(yīng)提供了一部分功率支撐，此時(shí)系統(tǒng)中的不平衡功率等效減少，負(fù)荷特性由P′L向P″L處移動(dòng)，同步機(jī)一次調(diào)頻目標(biāo)出力點(diǎn)則由P′O偏移至P″O。

圖8 風(fēng)電慣量控制下同步發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻特性圖Fig.8 Primary frequency regulation characteristics of synchronous generator under inertia control of wind power

而在風(fēng)電轉(zhuǎn)子慣性控制減弱直至結(jié)束時(shí)，負(fù)荷特性線又重新向著P′L處偏移，最終回到P′L處，同步機(jī)調(diào)頻目標(biāo)出力點(diǎn)再次回到P′O處，在這個(gè)過(guò)程中，風(fēng)電機(jī)組的慣量控制雖短暫提供了功率支撐，但對(duì)于系統(tǒng)頻率穩(wěn)態(tài)值并不起優(yōu)化作用，卻在慣量支撐過(guò)程中抑制了同步機(jī)組一次調(diào)頻出力。

3.2 風(fēng)電場(chǎng)主導(dǎo)的調(diào)制信號(hào)設(shè)計(jì)

在基于鎖相環(huán)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的風(fēng)電轉(zhuǎn)子慣性控制策略的基礎(chǔ)上，提出一種與同步機(jī)組協(xié)同頻率響應(yīng)控制策略，旨在使風(fēng)機(jī)在響應(yīng)系統(tǒng)頻率變化大量釋放旋轉(zhuǎn)動(dòng)能的同時(shí)，提高系統(tǒng)中同步機(jī)組調(diào)速器的響應(yīng)速度，減弱非同步機(jī)能源參與系統(tǒng)慣量響應(yīng)對(duì)同步機(jī)一次調(diào)頻的抑制作用，進(jìn)一步提高系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性。

在風(fēng)力發(fā)電機(jī)的慣量動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程中，同步發(fā)電機(jī)調(diào)速器所接收到的一次調(diào)頻信號(hào)會(huì)等效減小，本文所提出的策略的原理在于利用與風(fēng)力發(fā)電機(jī)的慣量支撐功率相耦合的調(diào)制信號(hào)時(shí)刻對(duì)同步發(fā)電機(jī)組調(diào)速器的一次調(diào)頻信號(hào)進(jìn)行修正補(bǔ)償。

為使同步發(fā)電機(jī)組調(diào)速器在風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)的同時(shí)加速響應(yīng)，首先需獲取與風(fēng)力發(fā)電機(jī)的慣量支撐功率相耦合的調(diào)制信號(hào)。在系統(tǒng)頻率動(dòng)態(tài)過(guò)程中，雙饋風(fēng)電機(jī)組采用基于鎖相環(huán)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的慣量控制策略的優(yōu)點(diǎn)在于響應(yīng)過(guò)程中無(wú)需改變風(fēng)電機(jī)功率外環(huán)參考指令值Pb，該指令值近乎一直處于穩(wěn)態(tài)時(shí)所設(shè)定的該風(fēng)速下最大運(yùn)行點(diǎn)而不發(fā)生改變。

如圖9所示，在風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)階段，Ps1為風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)第1 臺(tái)風(fēng)力機(jī)組定子實(shí)時(shí)輸出功率；Pb1則為第1 臺(tái)風(fēng)電機(jī)組功率外環(huán)參考值指令值；Psi為風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)第i臺(tái)風(fēng)力機(jī)組定子實(shí)時(shí)輸出功率；Pbi則為第i臺(tái)風(fēng)電機(jī)組功率外環(huán)參考值指令值；將Psi與Pbi實(shí)時(shí)作差后可獲取風(fēng)電機(jī)組對(duì)外慣量支撐功率ΔPi。該信號(hào)能近似反應(yīng)風(fēng)電場(chǎng)中本臺(tái)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的轉(zhuǎn)子慣量支撐動(dòng)態(tài)過(guò)程下對(duì)外增發(fā)的功率大小以及時(shí)變特性，而實(shí)際風(fēng)電場(chǎng)中各機(jī)組工況具有差異性，為反應(yīng)擾動(dòng)期間風(fēng)電場(chǎng)整體慣量支撐水平，取所有風(fēng)電機(jī)組對(duì)外增發(fā)功率平均值作為風(fēng)電場(chǎng)主導(dǎo)的上層調(diào)制信號(hào)Porder，如式（12）所示。

圖9 風(fēng)-火協(xié)同控制策略圖Fig.9 Diagram showing wind-thermal power cooperative control strategy

考慮系統(tǒng)內(nèi)風(fēng)電場(chǎng)規(guī)模對(duì)同步發(fā)電機(jī)組的影響，在對(duì)同步發(fā)電機(jī)組附加修正信號(hào)前，對(duì)協(xié)調(diào)控制信號(hào)Porder進(jìn)行加權(quán)。設(shè)共有m臺(tái)同步發(fā)電機(jī)組采用該調(diào)頻策略，Kc1為第1 臺(tái)同步發(fā)電機(jī)組參與協(xié)調(diào)控制的權(quán)重參與因子；Kcj為第j臺(tái)同步發(fā)電機(jī)組參與協(xié)調(diào)控制的權(quán)重參與因子；Kcm為第m臺(tái)同步發(fā)電機(jī)組參與協(xié)調(diào)控制的權(quán)重參與因子；Pc1為對(duì)第1 臺(tái)同步機(jī)組下發(fā)的修正信號(hào)；Pcj為對(duì)第j臺(tái)采用協(xié)同控制策略的同步機(jī)組下發(fā)的修正信號(hào)；Pcm為最終給第m臺(tái)同步機(jī)組下發(fā)的修正信號(hào)。

式中：SDFIG為采用鎖相環(huán)慣性控制的風(fēng)電場(chǎng)總裝機(jī)容量；SSGj為第j臺(tái)采用協(xié)同控制的同步機(jī)組額定裝機(jī)容量。

最后，將加權(quán)后的調(diào)制信號(hào)Pcj作為下層補(bǔ)償信號(hào)發(fā)送至對(duì)應(yīng)同步機(jī)組調(diào)速器控制系統(tǒng)，以保證風(fēng)電機(jī)組因慣性響應(yīng)快速增發(fā)功率導(dǎo)致同步機(jī)組一次調(diào)頻信號(hào)減弱的同時(shí)控制系統(tǒng)下發(fā)的信號(hào)Pcj會(huì)對(duì)同步發(fā)電機(jī)組調(diào)速器進(jìn)行正向的調(diào)頻信號(hào)補(bǔ)償，從而加速同步發(fā)電機(jī)調(diào)速器響應(yīng)。

4 算例分析

在EMTDC/PSCAD 電磁暫態(tài)仿真軟件中搭建如圖10 所示的三機(jī)九節(jié)點(diǎn)算例仿真系統(tǒng)，包含3 臺(tái)容量為900 MW 的同步機(jī)組（G1，G2 和G3），實(shí)際出力為450 MW，在母線5 處饋入采用容量加權(quán)的單機(jī)倍乘等值方式構(gòu)建的裝機(jī)容量為1 050 MW（1.5 MW×700）的風(fēng)電場(chǎng)，此時(shí)風(fēng)速為8 m/s，雙饋風(fēng)電機(jī)組和同步機(jī)組參數(shù)如表1 和表2 所示。

圖10 算例系統(tǒng)圖Fig.10 System simulation structure diagram

表1 同步發(fā)電機(jī)參數(shù)表Table 1 Parameters of synchronous generator

表2 雙饋風(fēng)機(jī)組參數(shù)表Table 2 Parameters of DFIG

4.1 慣量控制及對(duì)同步機(jī)抑制作用驗(yàn)證分析

風(fēng)電場(chǎng)中機(jī)組運(yùn)行風(fēng)速均為Vwind=8 m/s，系統(tǒng)負(fù)荷為1 770 MW，當(dāng)t=35 s 時(shí)，系統(tǒng)負(fù)荷增加200 MW，kp為鎖相環(huán)比例控制參數(shù)，ki為鎖相環(huán)積分控制參數(shù)，不同鎖相環(huán)控制參數(shù)下系統(tǒng)頻率響應(yīng)、風(fēng)電機(jī)組和同步機(jī)輸出功率響應(yīng)情況如圖11、圖12 所示。

圖11 變鎖相環(huán)積分值下系統(tǒng)內(nèi)各機(jī)組及頻率響應(yīng)Fig.11 System frequency response and output power response of wind turbine and synchronous motor with variable PLL integral value

圖12 變鎖相環(huán)比例值下系統(tǒng)內(nèi)各機(jī)組及頻率響應(yīng)Fig.12 System frequency response and output power response of wind turbine and synchronous motor with variable PLL proportional value

改變網(wǎng)側(cè)鎖相環(huán)的kp參數(shù)值，放慢風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)鎖相環(huán)的鎖相速度，可以較為明顯地使DFIG 呈現(xiàn)出與同步發(fā)電機(jī)類(lèi)似的慣量特性，kp參數(shù)越小，風(fēng)電機(jī)組在系統(tǒng)中的慣量支撐作用也越為明顯，同時(shí)也由圖12 的（b）圖與（c）圖對(duì)比可知，風(fēng)電機(jī)組對(duì)于系統(tǒng)慣量支撐程度越大，對(duì)同步發(fā)電機(jī)參與系統(tǒng)一次調(diào)頻響應(yīng)抑制效果越強(qiáng)。

4.2 協(xié)同控制策略作用驗(yàn)證分析

風(fēng)電機(jī)組采用基于鎖相環(huán)優(yōu)化動(dòng)態(tài)過(guò)程的慣量控制，并對(duì)同步發(fā)電機(jī)組1 附加風(fēng)-火協(xié)同控制策略（Kc1=1.16，Kc2=Kc3=0），風(fēng)電機(jī)組鎖相環(huán)參數(shù)為kp=6，ki=0.1，t=35 s 時(shí)，系統(tǒng)增加200 MW 負(fù)荷時(shí)，系統(tǒng)響應(yīng)情況如圖13 所示。

由圖13 可知，在36 s 時(shí)，風(fēng)電場(chǎng)慣性響應(yīng)增發(fā)出力由零增至最大值，此刻風(fēng)電場(chǎng)約增發(fā)71 MW，僅采用風(fēng)電慣量控制時(shí)，同步發(fā)電機(jī)1 該時(shí)刻受到由風(fēng)電場(chǎng)出力的抑制作用增發(fā)出力僅約為31 MW。采用風(fēng)-火協(xié)同策略后，風(fēng)電場(chǎng)達(dá)到最大出力時(shí)增發(fā)67 MW，而此時(shí)該同步機(jī)增發(fā)出力約為59 MW，相較于僅采用風(fēng)電慣量控制，風(fēng)機(jī)達(dá)到最大出力時(shí)該同步機(jī)出力提升了約28 MW。

圖13 風(fēng)-火協(xié)同慣量控制策略對(duì)比驗(yàn)證圖Fig.13 Comparison and verification of wind-thermal power cooperative inertia control strategy

僅采用風(fēng)電慣量控制時(shí)，同步機(jī)組在46 s 達(dá)到最大出力522 MW，采用風(fēng)-火協(xié)同慣量控制策略后同步發(fā)電機(jī)組調(diào)速器的響應(yīng)速度加快，在約41 s 時(shí)達(dá)最大出力529 MW，一次調(diào)頻過(guò)程中達(dá)到最大出力時(shí)間提前約5 s，最大出力提升7MW。

在對(duì)系統(tǒng)頻率的優(yōu)化效果方面，僅采用風(fēng)電慣量控制時(shí)系統(tǒng)頻率在41.3 s 達(dá)到最低點(diǎn)49.67 Hz，采用風(fēng)-火協(xié)同控制調(diào)頻策略后使得系統(tǒng)頻率達(dá)到最低點(diǎn)時(shí)間延后至42.8 s，系統(tǒng)最低頻率提升至49.72 Hz，相較于前者，系統(tǒng)頻率達(dá)到最低點(diǎn)時(shí)間約延后1.5 s，系統(tǒng)最低頻率提升了0.05 Hz，進(jìn)一步改善了系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性。

5 結(jié)論

本文驗(yàn)證了通過(guò)合理設(shè)置雙饋式風(fēng)力發(fā)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)鎖相環(huán)參數(shù)，能夠使風(fēng)力發(fā)電機(jī)響應(yīng)系統(tǒng)發(fā)生功率擾動(dòng)時(shí)的頻率變化，提供慣性支撐，該種控制方法無(wú)需對(duì)風(fēng)機(jī)本身結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造。

風(fēng)電機(jī)組鎖相環(huán)kp參數(shù)減小，風(fēng)電在系統(tǒng)擾動(dòng)作用下能提供的慣量支撐效果更明顯，該種控制方法無(wú)需對(duì)風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)進(jìn)行改造，同時(shí)分析并驗(yàn)證了風(fēng)電的快速慣量響應(yīng)會(huì)暫時(shí)減少系統(tǒng)中的不平衡功率，進(jìn)而抑制同步發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻的出力效果，進(jìn)而設(shè)計(jì)了一種風(fēng)電-火電協(xié)同調(diào)頻控制策略，有效地減弱了系統(tǒng)層面風(fēng)電場(chǎng)采用慣量控制對(duì)同步發(fā)電機(jī)一次調(diào)頻的抑制作用，補(bǔ)償了同步機(jī)組的一次調(diào)頻信號(hào)，有效地提升了同步機(jī)組一次調(diào)頻的調(diào)節(jié)速率，對(duì)系統(tǒng)頻率暫態(tài)特性進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化，為未來(lái)風(fēng)電機(jī)組參與系統(tǒng)頻率調(diào)控提供優(yōu)化策略。