伍雙喜，趙仕興，秦穎婕，閆斌杰，向麗玲，楊亞楠，李宇駿

（1.廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力調(diào)度控制中心，廣東廣州 510060；2.西安交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，陜西西安 710049）

0 引言

隨著越來越多的大型風(fēng)電場(chǎng)并網(wǎng)，風(fēng)電系統(tǒng)與電網(wǎng)的相互影響越來越復(fù)雜，導(dǎo)致電力系統(tǒng)穩(wěn)定性的內(nèi)在機(jī)理產(chǎn)生變化，這為系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行帶來了挑戰(zhàn)[1-2]。由于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組與傳統(tǒng)同步機(jī)具有不同的原理結(jié)構(gòu)與并網(wǎng)方式，且風(fēng)能具有間歇性、隨機(jī)性的特點(diǎn)，影響電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行及電能質(zhì)量[3-4]。風(fēng)電接入會(huì)影響電力系統(tǒng)的阻尼特性，對(duì)于含有較高比例風(fēng)電的電力系統(tǒng)，低頻振蕩問題較為突出，尤其是互聯(lián)系統(tǒng)的區(qū)域間振蕩，如果在擾動(dòng)期間無法提供足夠的阻尼，低頻振蕩將會(huì)嚴(yán)重影響系統(tǒng)的穩(wěn)定[5-8]。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者已深入研究了風(fēng)電并網(wǎng)對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的影響。文獻(xiàn)[9]發(fā)現(xiàn)隨著風(fēng)電出力占比增加，電力系統(tǒng)振蕩模式阻尼比下降，系統(tǒng)更易發(fā)生振蕩。文獻(xiàn)[10]通過特征值分析和動(dòng)態(tài)時(shí)域仿真方法系統(tǒng)地分析了風(fēng)電機(jī)組對(duì)電力系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，文獻(xiàn)[11]研究了不同比例風(fēng)電對(duì)系統(tǒng)小干擾穩(wěn)定性的影響，并討論了系統(tǒng)的穩(wěn)定裕度。由于風(fēng)力發(fā)電機(jī)通過電力電子換流器接入電網(wǎng)，不參與系統(tǒng)機(jī)電振蕩，當(dāng)系統(tǒng)中風(fēng)電占比提高時(shí)，阻尼振蕩的能力會(huì)下降。

為了解決風(fēng)電并網(wǎng)帶來的穩(wěn)定性問題，可以通過在風(fēng)電機(jī)組有功或無功功率控制回路附加控制器的方法提高含高比例風(fēng)電的系統(tǒng)的阻尼，以抑制系統(tǒng)低頻振蕩[12-14]。文獻(xiàn)[15]提出一種通過雙饋感應(yīng)風(fēng)機(jī)（Doubly Fed Induction Generator，DFIG）快速有功調(diào)制改善系統(tǒng)阻尼的方法。文獻(xiàn)[16]基于慣性控制與下垂控制設(shè)計(jì)了DFIG 附加頻率控制，并利用阻尼比和振蕩頻率研究了控制參數(shù)如何影響系統(tǒng)振蕩模態(tài)。文獻(xiàn)[17]介紹了虛擬同步機(jī)附加阻尼控制策略來抑制低頻振蕩的思想。文獻(xiàn)[18]針對(duì)不同機(jī)組分別設(shè)計(jì)虛擬同步機(jī)控制和附加阻尼控制增加系統(tǒng)阻尼。文獻(xiàn)[19]提出一種針對(duì)風(fēng)電系統(tǒng)固定串補(bǔ)和靜止同步串補(bǔ)的混合補(bǔ)償結(jié)構(gòu)的附加控制策略。文獻(xiàn)[20]針對(duì)雙饋風(fēng)機(jī)與同步機(jī)間的耦合關(guān)系提出風(fēng)機(jī)變慣量?jī)?yōu)化控制策略。文獻(xiàn)[21]介紹了風(fēng)機(jī)功率振蕩阻尼器控制結(jié)構(gòu)的詳細(xì)設(shè)計(jì)方案。文獻(xiàn)[22]基于極點(diǎn)配置法提出了阻尼控制器的參數(shù)設(shè)計(jì)方案。

阻尼轉(zhuǎn)矩分析法可用于研究風(fēng)機(jī)控制器提供的阻尼對(duì)低頻振蕩的影響機(jī)理[23-24]，研究系統(tǒng)的阻尼轉(zhuǎn)矩可以分析出系統(tǒng)穩(wěn)定的關(guān)鍵因素。文獻(xiàn)[25]推導(dǎo)出了換流器并網(wǎng)系統(tǒng)的阻尼系數(shù)。文獻(xiàn)[26]分析了同步發(fā)電機(jī)電力系統(tǒng)穩(wěn)定器對(duì)系統(tǒng)阻尼的影響，并進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化以有效提高頻率振蕩阻尼。文獻(xiàn)[27]全面分析了換流器控制對(duì)發(fā)電機(jī)之間的低頻振蕩的影響。

總體來說，現(xiàn)有研究工作對(duì)有新能源接入的電力系統(tǒng)低頻振蕩特性已有較深入的研究，但存在以下不足：針對(duì)新能源機(jī)組的研究方法多采用特征值分析或時(shí)域仿真方法，無法推導(dǎo)出附加控制與系統(tǒng)運(yùn)行條件影響系統(tǒng)低頻振蕩模式的解析關(guān)系。文獻(xiàn)[28-29]采用阻尼轉(zhuǎn)矩分析法研究了風(fēng)機(jī)引入系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)相互作用對(duì)振蕩模式的影響，但這些研究?jī)H分析了常規(guī)控制下風(fēng)機(jī)接入對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，無法評(píng)估風(fēng)機(jī)附加功率控制策略對(duì)系統(tǒng)阻尼的貢獻(xiàn)。針對(duì)現(xiàn)有研究存在的問題，本文通過阻尼轉(zhuǎn)矩分析法揭示了影響風(fēng)電接入系統(tǒng)穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素，并進(jìn)一步給出了主動(dòng)抑制系統(tǒng)低頻振蕩的風(fēng)電機(jī)組控制策略。

1 雙饋感應(yīng)風(fēng)電機(jī)組功率控制策略

DFIG 的轉(zhuǎn)子繞組通過背靠背換流器接入電網(wǎng)，如圖1 所示。

圖1 連接到電力網(wǎng)絡(luò)的雙饋感應(yīng)風(fēng)電機(jī)組Fig.1 DFIG connected to power system.

圖1 中，Pm為風(fēng)輪機(jī)輸出機(jī)械功率，Pe為DFIG輸出有功功率，ωR為風(fēng)輪機(jī)轉(zhuǎn)子角速度，ωr為DFIG轉(zhuǎn)子角速度，為有功功率參考值，PMPPT為最大功率點(diǎn)跟蹤（Maximum Power Point Tracking，MPPT）算法求解出的風(fēng)電機(jī)組的最大輸出功率。脈沖寬度調(diào)制（Pulse Width Modulation，PWM）用于換流器控制信號(hào)處理。恒定風(fēng)速下PMPPT可表示為：

式中：ρ為空氣密度；R為風(fēng)輪機(jī)葉片半徑；Cpmax為最大風(fēng)能利用系數(shù)；λ為葉尖速比；k為齒輪變速箱的變速比；K為MPPT 控制系數(shù)。

在穩(wěn)態(tài)下，=PMPPT。由于背靠背換流器雙回路控制具有快速響應(yīng)特性，忽略換流器動(dòng)態(tài)和功率損耗，認(rèn)為Pe與參考值相等：

在不考慮轉(zhuǎn)子阻尼的情況下，DFIG 的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程可由式（3）表示：

2 基于下垂的附加阻尼控制器

由于DFIG 換流器將風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)子與交流電網(wǎng)的動(dòng)態(tài)性能分離，風(fēng)電機(jī)組難以在系統(tǒng)受到干擾時(shí)為其提供阻尼。附加下垂控制策略可向互聯(lián)系統(tǒng)提供額外的阻尼，以抑制互聯(lián)系統(tǒng)區(qū)間低頻振蕩，本文設(shè)計(jì)一種基于互聯(lián)系統(tǒng)兩區(qū)域相對(duì)角頻率差值的附加阻尼控制器。有風(fēng)電系統(tǒng)接入的區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2 所示。

圖2 有風(fēng)電接入的互聯(lián)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of the inter-area system with DFIGs

圖2 中，SG1和SG2為兩區(qū)域的動(dòng)態(tài)特性所等效的同步發(fā)電機(jī)；Ui，ωi，δi分別為區(qū)域i出口處母線電壓的幅值、角頻率和功角（i=1，2）；Pci，Ploadi分別為區(qū)域i 輸出功率和本地負(fù)載；Uwt，ωwt，δwt分別為風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)點(diǎn)的電壓幅值、角頻率和功角；Xi為SGi與風(fēng)電并網(wǎng)節(jié)點(diǎn)間傳輸線路和變壓器的總電抗。

廣域測(cè)量系統(tǒng)采集兩區(qū)域角頻率信號(hào)ωi并高速傳遞至風(fēng)電機(jī)組控制器，設(shè)定兩區(qū)域相對(duì)功角差δ12=δ1-δ2，相對(duì)角頻率差為ω12=ω1-ω2，風(fēng)電附加阻尼控制器以ω12為輸入信號(hào)，控制目標(biāo)為調(diào)節(jié)ω12為0。因此，式（2）中風(fēng)電機(jī)組有功功率參考信號(hào)值可由式（4）表示：

式中：為下垂控制輸出信號(hào)；kω為下垂控制參數(shù)。系統(tǒng)在穩(wěn)態(tài)時(shí)，控制器輸入信號(hào)ω12和控制器輸出信號(hào)Δ均為0。

圖3 給出了風(fēng)電機(jī)組下垂控制邏輯。

圖3 風(fēng)電機(jī)組下垂控制結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Structure of DFIG droop control

帶阻濾波器可避免控制器在系統(tǒng)正常運(yùn)行期間對(duì)非常小的頻率波動(dòng)做出響應(yīng)。下垂控制輸出信號(hào)被限制在±0.1 p.u.范圍內(nèi)，以確保流過換流器開關(guān)元件的電流不超過其限額。

3 互聯(lián)系統(tǒng)低頻振蕩分析

阻尼轉(zhuǎn)矩分析是一種評(píng)估系統(tǒng)提供阻尼抑制振蕩的能力的有效方法。本節(jié)基于兩區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模型及DFIG 動(dòng)態(tài)模型，推導(dǎo)出風(fēng)電機(jī)組通過換流器控制提供阻尼轉(zhuǎn)矩的表達(dá)式，并進(jìn)一步分析系統(tǒng)阻尼轉(zhuǎn)矩與具體參數(shù)之間的解析關(guān)系，評(píng)估附加阻尼控制對(duì)系統(tǒng)低頻振蕩的影響。

3.1 系統(tǒng)的小信號(hào)模型

對(duì)于接入兩區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)的風(fēng)電機(jī)組，附加阻尼控制的風(fēng)電系統(tǒng)動(dòng)態(tài)模型的線性化形式為：

式中：“Δ”為變量的小擾動(dòng)形式；ωr(0)為穩(wěn)態(tài)下DFIG 轉(zhuǎn)子角速度。

忽略同步發(fā)電機(jī)阻尼，則圖2 中SGi的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程可以由式（6）表示。

式中：TJi，Pmi（i=1，2）分別為發(fā)電機(jī)SGi的慣性時(shí)間常數(shù)和機(jī)械功率；Ploadi為恒定；ωs為系統(tǒng)同步角頻率。

基于發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程可以清晰地推導(dǎo)出電力系統(tǒng)中由風(fēng)電控制器引入的阻尼。風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)的有功功率平衡方程由等式（7）表示：

在不考慮損耗的情況下，Pci可由式（8）表示：

將式（8）代入式（7）得到功率平衡方程的線性化表達(dá)式，如式（9）所示：

式中：δi(0)和δwt(0)分別為區(qū)域i出口電壓功角穩(wěn)態(tài)值和風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)穩(wěn)態(tài)值

同步機(jī)勵(lì)磁系統(tǒng)和無功補(bǔ)償裝置使系統(tǒng)各節(jié)點(diǎn)的電壓限制在小范圍內(nèi)變化，因此設(shè)Ui=Uwt=U0；同時(shí)，由于各節(jié)點(diǎn)功角差較小，認(rèn)為cos（δi（0）-δwt（0））≈1。聯(lián)立式（6）—式（9），消去Δωwt，得到由Δδ12和Δω12表示的互聯(lián)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)方程如式（10）所示：

式中：XΣ為兩區(qū)域間線路總電抗，XΣ=X1+X2，其中X1中為區(qū)域1 和風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)間線路和變壓器的電抗，X2中為區(qū)域2 和風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)間線路和變壓器的電抗。

若風(fēng)電輸出功率保持恒定（ΔPe=0），由式（10）推導(dǎo)出無阻尼狀態(tài)下系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)方程如式（11）所示，系統(tǒng)無阻尼自然振蕩頻率ωd可由式（12）求解：

式中：d2Δδ12/dt2為功角差小擾動(dòng)形式的二階導(dǎo)數(shù)。

3.2 系統(tǒng)阻尼轉(zhuǎn)矩分析

式（5）表示的風(fēng)電系統(tǒng)動(dòng)態(tài)方程的Laplace 形式如式（13）所示：

式中：s為L(zhǎng)aplace 復(fù)變量。

將式（13）代入式（10），得到式（14）：

根據(jù)經(jīng)典的阻尼轉(zhuǎn)矩分析方法，電磁轉(zhuǎn)矩可以分解為同步分量和阻尼分量，它們分別與轉(zhuǎn)子功角和轉(zhuǎn)子角頻率同相。設(shè)系統(tǒng)等效慣性時(shí)間常數(shù)頻域形式TJ(s2)如式（15）所示，系統(tǒng)阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)頻域形式(s2)如式（16）所示：

則通過代數(shù)變換可將式（14）改寫成式（17）：

由于系統(tǒng)阻尼轉(zhuǎn)矩相比于同步轉(zhuǎn)矩較小，系統(tǒng)振蕩頻率可取為式（12）表示的自然振蕩頻率，即s=±jωd，則系統(tǒng)阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)可推導(dǎo)如下：

式中：A為系數(shù)，且在兩區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)參數(shù)及風(fēng)輪機(jī)機(jī)械部分參數(shù)不變的情況下為常數(shù)。

3.3 系統(tǒng)穩(wěn)定性影響因素

根據(jù)式（18），在兩區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)參數(shù)及風(fēng)輪機(jī)機(jī)械部分參數(shù)不變的情況下，與風(fēng)電接入節(jié)點(diǎn)位置（由X2TJ2-X1TJ1表征）和下垂控制參數(shù)kω相關(guān)。

3.3.1 風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)位置對(duì)系統(tǒng)阻尼的影響

風(fēng)電場(chǎng)位置會(huì)影響系統(tǒng)的阻尼水平。當(dāng)風(fēng)電場(chǎng)位于互聯(lián)系統(tǒng)兩區(qū)域間的電氣中心，即X1TJ1=X2TJ2時(shí)，為0。此時(shí)風(fēng)機(jī)阻尼控制對(duì)區(qū)域間低頻振蕩沒有影響，風(fēng)機(jī)注入功率對(duì)振蕩阻尼沒有貢獻(xiàn)。

若風(fēng)電場(chǎng)位于電氣中心和SG1之間時(shí)，根據(jù)式（18），X1TJ1

相應(yīng)地，若風(fēng)電場(chǎng)位于電氣中心和SG2之間，即X1TJ1>X2TJ2時(shí)，為負(fù)。風(fēng)機(jī)阻尼控制有削弱系統(tǒng)阻尼的作用。風(fēng)電場(chǎng)與SG2的相對(duì)位置越近，絕對(duì)值越高，對(duì)系統(tǒng)阻尼的削弱作用越大。當(dāng)風(fēng)場(chǎng)位于SG2節(jié)點(diǎn)附近時(shí)，最大負(fù)阻尼系數(shù)為：

3.3.2 控制器下垂參數(shù)kω對(duì)阻尼的影響

由式（18）可求解阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)K′D關(guān)于下垂控制參數(shù)kω的靈敏度，如式（21）所示：

風(fēng)電場(chǎng)距離SG1較近時(shí)，為正，其值隨kω的升高而增大。此時(shí)可通過增加kω來增強(qiáng)風(fēng)機(jī)的阻尼性能。此外，對(duì)kω的靈敏度也受風(fēng)電并網(wǎng)位置的影響，風(fēng)電場(chǎng)與SG1之間的距離越近，隨kω升高而更快速地增加。反之，若風(fēng)電距離SG2較近，風(fēng)機(jī)控制器對(duì)系統(tǒng)振蕩起負(fù)阻尼作用，K′D的值隨著kω的升高而減小。在這種情況下，較高的下垂系數(shù)會(huì)降低系統(tǒng)阻尼水平并惡化系統(tǒng)振蕩。

4 仿真分析

為了說明風(fēng)機(jī)控制策略對(duì)系統(tǒng)振蕩阻尼的影響，在MATLAB 中建立了結(jié)構(gòu)如圖2 所示的由2 個(gè)區(qū)域電網(wǎng)和風(fēng)力發(fā)電場(chǎng)組成的互聯(lián)系統(tǒng)仿真模型。系統(tǒng)變量采用標(biāo)幺值，且令TJ1=8 s，TJ2=4 s=8 s。

4.1 風(fēng)電接入位置對(duì)系統(tǒng)振蕩的影響

算例1 研究風(fēng)電機(jī)組接入電網(wǎng)位置對(duì)互聯(lián)系統(tǒng)低頻振蕩的影響，令kω=15。

圖4 給出了系統(tǒng)關(guān)于風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)相對(duì)位置X1/XΣ的根軌跡，系統(tǒng)存在3 個(gè)特征根，隨著X1/X從1/6 增加到5/6，即風(fēng)電場(chǎng)位置從SG1處向靠近SG2的方向移動(dòng)，主極點(diǎn)λ2，3向右移動(dòng)并跨越虛軸。當(dāng)X1/XΣ=1/3 時(shí)，根據(jù)慣性時(shí)間常數(shù)取值TJ1=8 s，TJ2=4 s可求得X2TJ2-X1TJ1=0。即風(fēng)電場(chǎng)安裝在系統(tǒng)區(qū)間線路電氣中心位置時(shí)，λ2，3出現(xiàn)在虛軸上，對(duì)應(yīng)系統(tǒng)臨界穩(wěn)定。

圖4 系統(tǒng)關(guān)于X1/X的根軌跡Fig.4 Eigenvalue trajectories of X1/X

圖5 和圖6 分別給出了風(fēng)電并網(wǎng)位置不同的系統(tǒng)受到干擾后的響應(yīng)以及DFIG 狀態(tài)變化。在t=2.0 s時(shí)，設(shè)SG1本地負(fù)載Pload1增加0.1 p.u.。從圖5、圖6可以看出，風(fēng)電越遠(yuǎn)離區(qū)域1，系統(tǒng)低頻振蕩衰減越慢，恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間越長(zhǎng)。其中黑色曲線表示當(dāng)風(fēng)電場(chǎng)靠近電氣中心時(shí)，風(fēng)電機(jī)組對(duì)系統(tǒng)阻尼的貢獻(xiàn)為0，系統(tǒng)等幅振蕩，仿真結(jié)果與式（18）的分析一致。

圖5 不同風(fēng)電并網(wǎng)位置的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.5 Simulation results of different locations of WTs

圖6 不同風(fēng)電并網(wǎng)位置的DFIG狀態(tài)變化Fig.6 Variation of DFIG at different locations of WTs

圖5 和圖6 驗(yàn)證了風(fēng)電并網(wǎng)位置顯著影響系統(tǒng)阻尼，決定了風(fēng)機(jī)對(duì)系統(tǒng)阻尼影響的正負(fù)。特征值分析和時(shí)域仿真結(jié)果與3.3.1 節(jié)阻尼轉(zhuǎn)矩分析結(jié)論一致。

4.2 控制器參數(shù)對(duì)系統(tǒng)振蕩的影響

算例2，考慮與算例1 相同的擾動(dòng)，研究風(fēng)機(jī)控制器下垂參數(shù)kω對(duì)系統(tǒng)低頻振蕩的影響。

圖7 給出了風(fēng)電場(chǎng)設(shè)置于SG1附近時(shí)系統(tǒng)關(guān)于kω的根軌跡。由圖7 可以看出，隨著kω從1 提高至100，主導(dǎo)特征根λ2，3向左移動(dòng)，較高的控制器參數(shù)改善了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

圖7 系統(tǒng)關(guān)于kω 的根軌跡（X1/X=1/6）Fig.7 Eigenvalue trajectories of kω（X1/X=1/6）

圖8 和圖9 分別給出了當(dāng)風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)位于SG1附近時(shí)（X1/X=1/6），采用不同kω的系統(tǒng)遭受擾動(dòng)時(shí)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和DFIG 狀態(tài)變化。由圖8、圖9 中可以看出，隨著kω增加，系統(tǒng)振蕩衰減變快，恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的時(shí)間變短，阻尼控制器對(duì)系統(tǒng)區(qū)域間振蕩的抑制作用更顯著。

圖8 采用不同控制參數(shù)的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)（X1/X=1/6）Fig.8 Simulation results with different kω（X1/X=1/6）

圖9 采用不同控制參數(shù)的DFIG狀態(tài)變化（X1/X=1/6）Fig.9 Variation of DFIG with different kω（X1/X=1/6）

圖10 給出了風(fēng)電場(chǎng)設(shè)置于SG2附近時(shí)系統(tǒng)關(guān)于kω的根軌跡，此時(shí)λ2，3位于復(fù)平面的右半部分。由圖10 可以看出，隨著kω升高，主導(dǎo)特征根λ2，3向右移動(dòng)，較高的kω對(duì)系統(tǒng)的阻尼性能起著負(fù)面作用。

圖10 系統(tǒng)關(guān)于kω 的根軌跡（X1/X=1/2）Fig.10 Eigenvalue trajectories of kω（X1/X=1/2）

圖11 和圖12 分別描述了當(dāng)風(fēng)電并網(wǎng)點(diǎn)位于互聯(lián)系統(tǒng)電氣中心右側(cè)時(shí)，不同kω系統(tǒng)的時(shí)域仿真結(jié)果：各曲線均增幅振蕩，且kω越大，振幅增長(zhǎng)越快，系統(tǒng)更快地失去穩(wěn)定。

圖11 采用不同控制參數(shù)的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)（X1/X=1/2）Fig.11 Simulation results with different kω（X1/X=1/2）

本算例驗(yàn)證了kω對(duì)系統(tǒng)阻尼的影響。特征值分析結(jié)論和時(shí)域仿真結(jié)果與3.3.2 節(jié)阻尼轉(zhuǎn)矩分析結(jié)論一致。

4.3 風(fēng)電出力占比對(duì)系統(tǒng)振蕩的影響

算例3 考慮與算例1 相同的擾動(dòng)，研究風(fēng)電出力占比對(duì)系統(tǒng)的影響，如圖13 和圖14 所示。從圖13 和圖14 的時(shí)域仿真結(jié)果可以看出，在控制參數(shù)不變的情況下，附加阻尼控制尺度相同，不同風(fēng)電占比的系統(tǒng)對(duì)區(qū)域間低頻振蕩的抑制作用差距較小。

圖13 不同風(fēng)電出力占比的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.13 Dynamic response with different wind energy ratios

5 結(jié)語

本文設(shè)計(jì)了一種基于DFIG 的附加阻尼控制器以改善兩區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)低頻振蕩的阻尼，提出了用于穩(wěn)定性分析的兩區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)的簡(jiǎn)化數(shù)學(xué)模型，并推導(dǎo)出等效阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)的解析形式，詳細(xì)評(píng)估了風(fēng)機(jī)控制參數(shù)和系統(tǒng)運(yùn)行條件對(duì)系統(tǒng)阻尼特性的影響。研究表明風(fēng)機(jī)控制器為互聯(lián)系統(tǒng)提供阻尼的正負(fù)主要由風(fēng)場(chǎng)接入電網(wǎng)位置決定，而適當(dāng)?shù)卣{(diào)整控制器的下垂控制系數(shù)可以提高機(jī)組對(duì)阻尼的貢獻(xiàn)。針對(duì)DFIG 接入兩區(qū)域互聯(lián)系統(tǒng)進(jìn)行了算例研究，時(shí)域仿真結(jié)果證明了控制參數(shù)和風(fēng)電接入系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)對(duì)系統(tǒng)阻尼的影響。