楊 瀅，楊曉雷，項(xiàng)中明，黃金波，張紅穎，郝麗麗

（1.國(guó)網(wǎng)浙江省電力有限公司，浙江杭州 310007；2.國(guó)網(wǎng)浙江省嘉興供電公司，浙江嘉興 314000；3.中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司，江蘇南京 210009；4.南京工業(yè)大學(xué)電氣工程與控制科學(xué)學(xué)院，江蘇南京 211816）

0 引言

風(fēng)電功率具有間歇性與波動(dòng)性，其迅猛發(fā)展對(duì)電網(wǎng)的穩(wěn)定運(yùn)行帶來(lái)較大的影響[1-3]。為提高含風(fēng)電系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性，文獻(xiàn)[4]為風(fēng)電增加了慣量控制和下垂控制，有效提高了系統(tǒng)等效慣量，但風(fēng)電機(jī)組捕獲的機(jī)械功率恒定，使其無(wú)法持續(xù)參與系統(tǒng)的一次調(diào)頻。文獻(xiàn)[5-7]采用超速減載降低風(fēng)電機(jī)組出力，預(yù)留備用參與系統(tǒng)的一次調(diào)頻。文獻(xiàn)[8]通過(guò)控制槳距角來(lái)降低機(jī)組出力，預(yù)留備用容量，在頻率變化時(shí)參與系統(tǒng)調(diào)頻，但槳距角調(diào)整速度慢，且其頻繁動(dòng)作增加設(shè)備損壞風(fēng)險(xiǎn)和維護(hù)成本。儲(chǔ)能系統(tǒng)響應(yīng)速度快、短時(shí)功率吞吐能力強(qiáng)，具有雙向調(diào)節(jié)和精確跟蹤的能力，因而在風(fēng)電滲透率不斷增加的情況下，儲(chǔ)能獨(dú)立[9-14]或與風(fēng)機(jī)協(xié)調(diào)[15-16]進(jìn)行一次調(diào)頻的方向逐漸引起學(xué)者關(guān)注。文獻(xiàn)[9]基于理論設(shè)計(jì)了儲(chǔ)能的頻率控制方法。文獻(xiàn)[10]利用儲(chǔ)能系統(tǒng)為風(fēng)電場(chǎng)補(bǔ)償一定的虛擬慣量。文獻(xiàn)[11]通過(guò)配置超級(jí)電容儲(chǔ)能參與雙饋感應(yīng)發(fā)電機(jī)（Doubly-Fed Induction Generator，DFIG）的慣量支撐和一次調(diào)頻，提高系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性。文獻(xiàn)[12]依次啟動(dòng)儲(chǔ)能系統(tǒng)、槳距角控制或傳統(tǒng)電源參與系統(tǒng)調(diào)頻，但沒(méi)有利用各個(gè)調(diào)頻方式的互補(bǔ)特性。文獻(xiàn)[13]儲(chǔ)能系統(tǒng)通過(guò)下垂控制與設(shè)置死區(qū)來(lái)參與系統(tǒng)頻率調(diào)節(jié)，但儲(chǔ)能與風(fēng)機(jī)控制相互獨(dú)立，未考慮兩者的協(xié)調(diào)配合。隨著風(fēng)電和儲(chǔ)能接入比例的提高，其共同進(jìn)行頻率調(diào)整的需求更加迫切，需要研究其接入對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響。

通常采用特征值法與時(shí)域仿真相結(jié)合的方法分析風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響因素。文獻(xiàn)[17]采用特征值法分析了風(fēng)速與雙饋風(fēng)電場(chǎng)外送線路串補(bǔ)度對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)[18]基于特征值靈敏度分析方法和時(shí)域仿真法，研究了風(fēng)速、串補(bǔ)度、轉(zhuǎn)子側(cè)變流器和風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)[19]基于特征值法和時(shí)域仿真法，研究了鎖相環(huán)（Phase-Locked Loop，PLL）參數(shù)和風(fēng)電場(chǎng)接入電網(wǎng)強(qiáng)度對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響。對(duì)風(fēng)電并網(wǎng)系統(tǒng)振蕩特性影響的研究中，較少考慮風(fēng)機(jī)自身參與調(diào)頻及儲(chǔ)能系統(tǒng)接入下系統(tǒng)穩(wěn)定性的變化情況。

基于以上分析，本文采用DFIG 設(shè)置超速減載控制、慣量控制及下垂控制相結(jié)合的調(diào)頻方法來(lái)提高系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性。為進(jìn)一步增強(qiáng)系統(tǒng)的頻率響應(yīng)能力，在風(fēng)電場(chǎng)出口匯流母線處配置了集中式儲(chǔ)能參與系統(tǒng)的一次調(diào)頻，并研究了風(fēng)-儲(chǔ)調(diào)頻控制策略。采用特征值法分析了風(fēng)電機(jī)組及儲(chǔ)能系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置和系統(tǒng)短路比對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響，并對(duì)比分析了不同的風(fēng)-儲(chǔ)調(diào)頻控制策略對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

1 DFIG交流并網(wǎng)模型

DFIG 交流并網(wǎng)模型如圖1 所示。DFIG 由風(fēng)機(jī)、感應(yīng)發(fā)電機(jī)、網(wǎng)側(cè)變流器（Grid Side Converter，GSC）及轉(zhuǎn)子側(cè)變流器（Rotor Side Converter，RSC）組成。線路電阻RL、線路感抗XL、線路容抗XC組成輸電線路。其中，Xtg為GSC 側(cè)電抗；Crowbar 為撬棒電路，用以在故障發(fā)生時(shí)保護(hù)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器。

圖1 DFIG交流并網(wǎng)模型Fig.1 DFIG AC grid-connected model

1.1 風(fēng)電機(jī)組傳動(dòng)系統(tǒng)模型

傳動(dòng)系統(tǒng)二質(zhì)量塊模型廣泛用于風(fēng)電并網(wǎng)電力系統(tǒng)的穩(wěn)定性分析[20]，各參數(shù)標(biāo)幺后模型如式（1）所示。

式中：Tm為風(fēng)電機(jī)組風(fēng)機(jī)側(cè)的機(jī)械轉(zhuǎn)矩；Te為風(fēng)電機(jī)組發(fā)電機(jī)側(cè)的電磁轉(zhuǎn)矩；D為風(fēng)機(jī)軸系阻尼系數(shù)；K為風(fēng)機(jī)軸系剛度系數(shù)；ωr為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；ωg為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；Hr為風(fēng)機(jī)慣性時(shí)間常數(shù)；Hg為感應(yīng)發(fā)電機(jī)慣性時(shí)間常數(shù)；ωb為系統(tǒng)角速度的基值；θs為軸系扭轉(zhuǎn)角；t為時(shí)間。

1.2 感應(yīng)發(fā)電機(jī)模型

以發(fā)電機(jī)額定功率進(jìn)行標(biāo)幺后，同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下感應(yīng)發(fā)電機(jī)電壓的狀態(tài)方程如式（2）所示。

式中：uds，uqs分別為定子d軸、q軸電壓分量；ids，iqs分別為定子d軸、q軸電流分量；ψds，ψqs分別為定子d軸、q軸磁鏈分量；udr，uqr分別為轉(zhuǎn)子d軸、q軸電壓分量；idr，iqr分別為轉(zhuǎn)子d軸、q軸電流分量；ψdr，ψqr分別為轉(zhuǎn)子d軸、q軸磁鏈分量；ωs為同步角速度；s為轉(zhuǎn)差率；Rs，Rr分別為定子、轉(zhuǎn)子電阻。

磁鏈方程如式（3）所示。

式中：Xs為定子漏抗；Xr為轉(zhuǎn)子漏抗；Xm為勵(lì)磁繞組電抗。

1.3 變流器模型

網(wǎng)側(cè)變流器可以起到保持直流母線電壓穩(wěn)定的作用，可忽略其對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響[16]。因此，本文僅計(jì)及RSC 對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響，設(shè)置中間變量x1，x2，x3，x4，由中間變量將控制流程線性化，得到RSC 的狀態(tài)方程如式（4）所示。

感應(yīng)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)電壓方程如式（5）所示。

式中：Ps，Ps_ref，Qs，Qs_ref分別為感應(yīng)發(fā)電機(jī)定子有功功率及無(wú)功功率的實(shí)際值和參考值；Kp1，Kp2，Kp3，Kp4和Ki1，Ki2，Ki3，Ki4為轉(zhuǎn)子側(cè)PI 控制器比例參數(shù)和積分參數(shù)；轉(zhuǎn)子漏抗與勵(lì)磁繞組電抗之和Xrr=Xr+Xm。

1.4 調(diào)頻控制模型

采用超速減載控制、慣量控制及下垂控制相結(jié)合的控制方法[21]，使風(fēng)電機(jī)組參與系統(tǒng)的頻率調(diào)節(jié)，具體控制結(jié)構(gòu)如圖2 所示。其中，d為減載比，P*s_ref為風(fēng)電機(jī)組參與調(diào)頻后感應(yīng)發(fā)電機(jī)定子有功功率的參考值，vw為風(fēng)速，fsys為電網(wǎng)實(shí)測(cè)頻率，fN為基準(zhǔn)頻率，Δf為fsys和fN間的頻率偏差，Kd為慣量控制系數(shù)，Kp為下垂控制系數(shù)，ΔP1和ΔP2分別為經(jīng)過(guò)慣量和下垂控制得到的感應(yīng)發(fā)電機(jī)有功輸出功率參考值；d/dt為關(guān)于時(shí)間的微分環(huán)節(jié)。

根據(jù)空氣動(dòng)力學(xué)原理，在某一固定風(fēng)速下，風(fēng)機(jī)減載運(yùn)行時(shí)的機(jī)械功率如式（6）所示。

式中：Pm為風(fēng)機(jī)輸出機(jī)械功率；Rw為葉片長(zhǎng)度，也稱為風(fēng)輪半徑；λ為葉尖速比；β為槳距角；ρ為空氣密度；Cp為風(fēng)能利用系數(shù)。

為風(fēng)電機(jī)組加入慣量和下垂控制，使其獲得類似于傳統(tǒng)機(jī)組的慣量支撐及調(diào)頻性能。通過(guò)設(shè)置慣量控制可以使風(fēng)電機(jī)組具有一定的虛擬慣量，其大小由頻率變化量的導(dǎo)數(shù)和慣量控制系數(shù)Kd來(lái)確定，Kd通常與風(fēng)電機(jī)組的額定功率成正比。通過(guò)設(shè)置下垂控制使風(fēng)電機(jī)組具有與同步發(fā)電機(jī)類似的頻率-功率調(diào)節(jié)特性[5]，在動(dòng)態(tài)過(guò)程中，系統(tǒng)收到的風(fēng)電機(jī)組的有功支持由下垂控制系數(shù)Kp決定。將電網(wǎng)實(shí)測(cè)頻率fsys與基準(zhǔn)頻率fN的偏差Δf作為輸入信號(hào)，經(jīng)計(jì)算得到功率參考值ΔP1和ΔP2，將ΔP1和ΔP2代入風(fēng)電機(jī)組有功功率參考值的計(jì)算環(huán)節(jié)，得到參與一次調(diào)頻風(fēng)電機(jī)組輸入到轉(zhuǎn)子側(cè)變流器的有功功率參考值P*s_ref。

加入慣量控制及下垂控制后，轉(zhuǎn)子側(cè)變流器的狀態(tài)方程如式（7）所示。

此時(shí)轉(zhuǎn)子側(cè)電壓方程如式（8）所示。

1.5 交流輸電線路模型

在dq坐標(biāo)系下交流輸電線路的動(dòng)態(tài)模型如式（9）所示。

式中：id，iq分別為輸電線路電流d軸、q軸分量；ud，uq分別為無(wú)窮大系統(tǒng)電壓的d軸、q軸分量；ugd，ugq分別為風(fēng)電場(chǎng)匯流母線電壓的d軸、q軸分量；ucd，ucq分別為輸電線路串聯(lián)補(bǔ)償電容兩端電壓的d軸、q軸分量。

2 儲(chǔ)能型風(fēng)電場(chǎng)系統(tǒng)建模

2.1 儲(chǔ)能系統(tǒng)模型

蓄電池儲(chǔ)能具有充放電速度快、效率高、對(duì)地理?xiàng)l件要求低等優(yōu)點(diǎn)，受到較多關(guān)注[22-23]。儲(chǔ)能的調(diào)頻控制模塊以功率參考值P*ref為輸入，通過(guò)雙向DC/AC 變流器控制儲(chǔ)能與匯流母線之間的能量交換，從而實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)能系統(tǒng)的頻率控制，變流器采用空間矢量脈寬調(diào)制（Space Vector Pulse Width Modulation，SVPWM）控制框圖如圖3 所示。

圖3 儲(chǔ)能系統(tǒng)調(diào)頻控制框圖Fig.3 Frequency regulation diagram of energy storage system

其中，PI1—PI4分別為儲(chǔ)能調(diào)頻控制的比例積分控制器，ibd和ibq分別為儲(chǔ)能向匯流母線注入電流實(shí)際值的d，q軸分量，i*bd和i*bq分別為儲(chǔ)能向匯流母線注入電流參考值的d，q軸分量，ubd和ubq分別為儲(chǔ)能變流器交流側(cè)輸出電壓的d，q軸分量，ubsd和ubsq分別為儲(chǔ)能前饋電網(wǎng)電壓的d，q軸分量，XBL為儲(chǔ)能變流器側(cè)電感，Pb和Qb分別為儲(chǔ)能注入?yún)R流母線的有功、無(wú)功功率的實(shí)測(cè)值，P*ref和Q*ref分別為儲(chǔ)能注入?yún)R流母線的有功、無(wú)功功率的參考值。其模型如式（10）所示。

式中：Kbp1，Kbi1，Kbp2，Kbi2，Kbp3，Kbi3，Kbp4和Kbi4分別為儲(chǔ)能系統(tǒng)PI1—PI4控制器的參數(shù)。

2.2 風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立調(diào)頻控制

風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立控制框圖如圖4 所示。其中，Pw和Qw分別為風(fēng)電場(chǎng)流入?yún)R流母線的有功功率和無(wú)功功率；Pg和Qg分別為從匯流母線送出的有功功率和無(wú)功功率。在風(fēng)電場(chǎng)出口匯流母線處并聯(lián)儲(chǔ)能，共同向系統(tǒng)供電，風(fēng)電機(jī)組和儲(chǔ)能系統(tǒng)各自獨(dú)立響應(yīng)系統(tǒng)頻率偏差和變化率，調(diào)節(jié)自身出力大小，實(shí)現(xiàn)調(diào)頻控制。風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子側(cè)變流器采用脈寬調(diào)制（Pulse Width Modulation，PWM）調(diào)制波形。

圖4 風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立控制框圖Fig.4 Wind-storage independent control diagram

儲(chǔ)能系統(tǒng)調(diào)頻功率以電網(wǎng)實(shí)測(cè)頻率和額定頻率的偏差作為控制信號(hào)，經(jīng)下垂系數(shù)Kbess計(jì)算得到儲(chǔ)能系統(tǒng)的調(diào)頻功率參考值P*ref，將P*ref作為儲(chǔ)能系統(tǒng)調(diào)頻控制的輸入信號(hào)，儲(chǔ)能調(diào)頻控制模塊如2.1節(jié)所示。其中，XBL為儲(chǔ)能側(cè)接入電抗。

2.3 風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制

為充分利用風(fēng)電的調(diào)頻備用容量，減少儲(chǔ)能的頻繁啟動(dòng)[24-26]，建立風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制，如圖5 所示。當(dāng)系統(tǒng)頻率偏差超過(guò)死區(qū)fd時(shí)，開關(guān)置于位置1，儲(chǔ)能有功參考值跟隨風(fēng)機(jī)調(diào)頻功率參考值增量而變化，Kb為其比例系數(shù)；當(dāng)系統(tǒng)頻率偏差小于死區(qū)fd時(shí)，開關(guān)置于位置2，此時(shí)儲(chǔ)能功率參考值為0，儲(chǔ)能系統(tǒng)不參與系統(tǒng)頻率調(diào)節(jié)，調(diào)頻功率全部由風(fēng)機(jī)承擔(dān)。該策略不僅通過(guò)儲(chǔ)能提高了風(fēng)電場(chǎng)對(duì)電網(wǎng)頻率的支撐能力，也起到充分利用風(fēng)機(jī)的減載備用容量，避免儲(chǔ)能系統(tǒng)頻繁充放電，延長(zhǎng)儲(chǔ)能系統(tǒng)使用壽命的作用。

圖5 風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同控制框圖Fig.5 Wind-storage coordinated control diagram

3 儲(chǔ)能型風(fēng)電場(chǎng)交流外送系統(tǒng)振蕩特性分析

構(gòu)建如圖4 所示風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立控制交流外送系統(tǒng)，變流器側(cè)和儲(chǔ)能網(wǎng)側(cè)電感分別取0.52 p.u.，0.13 p.u.，儲(chǔ)能參數(shù)Kbp1，Kbi1，Kbp2，Kbi2，Kbp3，Kbi3，Kbp4和Kbi4分別取1，100，1，100，1，1，1，1。其中，設(shè)雙饋風(fēng)電場(chǎng)由140 臺(tái)1.5 MW 的DFIG 等值成單臺(tái)容量為210 MW的風(fēng)電機(jī)組，風(fēng)機(jī)減載比設(shè)為10%，儲(chǔ)能容量為0.2倍風(fēng)電場(chǎng)裝機(jī)容量。特征根分析結(jié)果顯示系統(tǒng)存在7 組振蕩模式：λ1,2，λ3,4，λ5,6，λ7,8，λ9,10，λ11,12，λ13,14，特征值如表1 所示。

3.1 轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)的影響

基于1.4 節(jié)的風(fēng)電機(jī)組參與一次調(diào)頻控制方法，研究轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)Kp2和Ki2對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響。對(duì)不同Kp2，Ki2下的特征值結(jié)果進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)振蕩模式λ5，6的阻尼比始終最小。當(dāng)固定Ki2，增大Kp2時(shí)，特征值實(shí)部變大，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低；固定Kp2，增大Ki2時(shí)，特征值實(shí)部變大，但在相同的增幅下，Ki2所引起的特征值實(shí)部變化較Kp2小?？梢姡琄p2和Ki2增大均不利于系統(tǒng)的穩(wěn)定，且系統(tǒng)特征值對(duì)Kp2的靈敏度較Ki2更大。

不同Kp2，Ki2下的主導(dǎo)振蕩模式的振蕩頻率如圖6 所示。

從圖6 可知，固定Ki2，增大Kp2時(shí)，系統(tǒng)振蕩頻率下降；固定Kp2，增大Ki2時(shí)，系統(tǒng)振蕩頻率下降。但在相同的增幅下，Ki2所引起的振蕩頻率的變化較Kp2小。

3.2 儲(chǔ)能系統(tǒng)的影響

采用風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立控制，當(dāng)風(fēng)電場(chǎng)從有儲(chǔ)能系統(tǒng)到無(wú)儲(chǔ)能系統(tǒng)時(shí)，表1 中振蕩模式λ1，2，λ3，4，λ9，10，λ11，12無(wú)變化。振蕩模式λ5，6，λ7，8的實(shí)部增大，阻尼比降低，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，虛部變小，振蕩頻率下降。λ13，14振蕩模式消失。

由于儲(chǔ)能系統(tǒng)變流器功率外環(huán)時(shí)間常數(shù)與同步發(fā)電機(jī)等數(shù)量級(jí)，遠(yuǎn)大于后級(jí)電壓環(huán)時(shí)間常數(shù)，可認(rèn)為在1 個(gè)控制周期內(nèi)電流環(huán)指令信號(hào)保持不變。本文通過(guò)系統(tǒng)頻率偏差來(lái)調(diào)節(jié)儲(chǔ)能系統(tǒng)的有功出力，實(shí)現(xiàn)頻率調(diào)節(jié)，因此在分析儲(chǔ)能系統(tǒng)變流器參數(shù)對(duì)振蕩特性的影響時(shí)，著重研究有功功率內(nèi)環(huán)PI3控制器。

對(duì)不同Kbp3，Kbi3下的特征值結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，振蕩模式λ5，6的阻尼比最小，觀察振蕩模式λ5，6的變化情況可知，當(dāng)Kbi3不變，Kbp3增大時(shí)，系統(tǒng)特征值實(shí)部變小，系統(tǒng)穩(wěn)定性升高；Kbp3不變，Kbi3增大時(shí)，系統(tǒng)特征值實(shí)部與虛部基本不變，對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性影響很小。可見，相較于Kbi3，系統(tǒng)特征值對(duì)Kbp3更敏感，且Kbp3增大有利于系統(tǒng)穩(wěn)定。

不同Kbp3，Kbi3下的主導(dǎo)振蕩模式的振蕩頻率如圖7 所示。

圖7 不同Kbp3，Kbi3下振蕩頻率的變化Fig.7 Oscillation frequency variation under different Kbp3 and Kbi3

從圖7 可知，Kbi3不變，Kbp3增大時(shí)，系統(tǒng)振蕩頻率升高；Kbp3不變，Kbi3增大時(shí)，系統(tǒng)振蕩頻率基本不變。

3.3 系統(tǒng)短路比的影響

設(shè)置電網(wǎng)輸電線路阻抗參數(shù)使系統(tǒng)短路比（Short Circuit Ratio，SCR）（量值記為RSC）分別為20，10 和3.3。對(duì)不同RSC下的特征值結(jié)果分析發(fā)現(xiàn)，阻尼比較低的振蕩模式λ5，6的變化情況如表2 所示。當(dāng)電網(wǎng)短路比從20 降低至3.3 時(shí)，系統(tǒng)阻尼減小，穩(wěn)定性降低。說(shuō)明電網(wǎng)短路比較低時(shí)，即弱電網(wǎng)運(yùn)行狀態(tài)下，不利于系統(tǒng)穩(wěn)定。

表2 不同短路比下系統(tǒng)特征值的變化Table 2 Eigenvalue variation under different SCRs

4 仿真驗(yàn)證

在Matlab/Simulink 中搭建圖4 所示的含儲(chǔ)能風(fēng)電場(chǎng)外送仿真模型，對(duì)第3 節(jié)分析結(jié)果進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

4.1 儲(chǔ)能系統(tǒng)變流器參數(shù)的影響

設(shè)擾動(dòng)1 為風(fēng)電場(chǎng)出口處三相短路，0.8s 后擾動(dòng)消失。儲(chǔ)能系統(tǒng)取不同Kbp3，Kbi3時(shí)，系統(tǒng)在擾動(dòng)1下頻率和線路功率曲線如圖8 所示。

由圖8 可知，隨著Kbp3從1 增大至10 時(shí)，擾動(dòng)消失后系統(tǒng)頻率恢復(fù)時(shí)間縮短，最大頻率偏差降低，穩(wěn)態(tài)頻率偏差降低，系統(tǒng)穩(wěn)定性升高；隨著Kbi3從1 增大至10 時(shí)，擾動(dòng)消失后的頻率響應(yīng)無(wú)明顯變化，說(shuō)明Kbi3變化時(shí)對(duì)系統(tǒng)振蕩特性影響較小。結(jié)合3.2 節(jié)的特征值分析結(jié)果可知，Kbp3的增大會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)主導(dǎo)特征根實(shí)部降低，系統(tǒng)阻尼升高，穩(wěn)定性提高；而Kbi3變化時(shí)系統(tǒng)主導(dǎo)特征根不變，系統(tǒng)穩(wěn)定性不變。

4.2 儲(chǔ)能系統(tǒng)及其控制方式的影響

擾動(dòng)1 下，風(fēng)電場(chǎng)無(wú)儲(chǔ)能、風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立控制和風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同控制下系統(tǒng)頻率響應(yīng)如圖9 所示。

圖9 擾動(dòng)1下系統(tǒng)頻率響應(yīng)Fig.9 Frequency response under disturbance 1

由圖9 可知，在擾動(dòng)消失后，相較于無(wú)儲(chǔ)能系統(tǒng)，風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立調(diào)頻控制和風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制方法均降低了系統(tǒng)的最大頻率偏差和穩(wěn)態(tài)頻率偏差，減少了系統(tǒng)頻率穩(wěn)定所需時(shí)間，改善了系統(tǒng)穩(wěn)定性。相較于采用風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立調(diào)頻控制，采用風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制方法時(shí)，擾動(dòng)消失后頻率波動(dòng)幅度更小，穩(wěn)態(tài)頻率偏差也有所降低。

考慮到負(fù)荷變化會(huì)影響風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立控制和風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)調(diào)2 種控制策略的效果，文中進(jìn)一步設(shè)置擾動(dòng)2 為1 s 時(shí)風(fēng)機(jī)匯流母線處突增10 MW 負(fù)荷。風(fēng)電場(chǎng)無(wú)儲(chǔ)能、風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立控制和風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同控制3 種情況下系統(tǒng)頻率響應(yīng)如圖10 所示。

圖10 負(fù)荷突增擾動(dòng)下系統(tǒng)頻率響應(yīng)Fig.10 Frequency response under load surge disturbance

由圖10 可知，在1 s 時(shí)系統(tǒng)負(fù)荷突增后，當(dāng)采用風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立調(diào)頻控制方法，負(fù)荷突增引起系統(tǒng)頻率波動(dòng)時(shí)，風(fēng)電機(jī)組和儲(chǔ)能系統(tǒng)同時(shí)響應(yīng)于頻率變化，改變自身出力參與系統(tǒng)頻率調(diào)整。當(dāng)采用風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制方法，由于頻率變化幅度沒(méi)有越過(guò)儲(chǔ)能系統(tǒng)設(shè)置的死區(qū)，因此沒(méi)有參與系統(tǒng)調(diào)頻，調(diào)頻容量全部由風(fēng)機(jī)承擔(dān)，此時(shí)系統(tǒng)的頻率響應(yīng)與無(wú)儲(chǔ)能時(shí)一致。2 種控制方式下系統(tǒng)頻率均可快速恢復(fù)，頻率波動(dòng)范圍不大，系統(tǒng)具有較好的穩(wěn)定性?？梢?，當(dāng)采用風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制方法時(shí)，可充分利用風(fēng)機(jī)備用容量參與系統(tǒng)的頻率調(diào)節(jié)，避免儲(chǔ)能系統(tǒng)頻繁動(dòng)作，使其工作壽命得以延長(zhǎng)。相應(yīng)的母線電壓變化如圖11 所示。

圖11 負(fù)荷突增擾動(dòng)下母線電壓曲線Fig.11 Voltage curve under load surge disturbance

由圖11 可知，負(fù)荷突增后，風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立調(diào)頻控制和風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制2 種控制方法均可使母線電壓恢復(fù)穩(wěn)定，母線電壓波動(dòng)范圍不大，有較好的電壓穩(wěn)定性。

4.3 系統(tǒng)短路比對(duì)振蕩特性的影響

擾動(dòng)1 下不同短路比的頻率響應(yīng)和線路功率曲線分別如圖12 所示。

圖12 不同短路比下的頻率響應(yīng)Fig.12 Frequency response under different SCRs

由圖12 可知，隨著短路比從3.3 增大至20，系統(tǒng)由弱電網(wǎng)變成強(qiáng)電網(wǎng)，系統(tǒng)阻尼增大，擾動(dòng)消失后頻率和功率恢復(fù)的更快，最大頻率偏差與穩(wěn)態(tài)頻率偏差均降低，功率振蕩幅值變小，系統(tǒng)穩(wěn)定性更好。

5 結(jié)論

隨著新能源比重升高導(dǎo)致傳統(tǒng)機(jī)組容量下降，僅通過(guò)傳統(tǒng)機(jī)組進(jìn)行調(diào)頻控制難以滿足電力系統(tǒng)的調(diào)頻需求。本文建立了含儲(chǔ)能風(fēng)電場(chǎng)參與一次調(diào)頻的交流并網(wǎng)模型，分別研究了轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)和儲(chǔ)能系統(tǒng)參數(shù)對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響。并設(shè)計(jì)了風(fēng)-儲(chǔ)獨(dú)立調(diào)頻和風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻2 種控制方式，對(duì)比2 種控制方式，分析其對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。主要結(jié)論有：

1）增大風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流內(nèi)環(huán)參數(shù)Kp2和Ki2均不利于系統(tǒng)穩(wěn)定性。

2）增大儲(chǔ)能系統(tǒng)有功功率內(nèi)環(huán)PI3控制器參數(shù)Kbp3，系統(tǒng)穩(wěn)定性升高；儲(chǔ)能系統(tǒng)有功功率內(nèi)環(huán)PI3控制器參數(shù)Kbi3取值變化對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性影響較小。

3）增大短路比，系統(tǒng)阻尼增大，有利于擾動(dòng)后的快速恢復(fù)。

4）本文所提的風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制可以在頻率偏差較大時(shí)短時(shí)跟蹤風(fēng)機(jī)出力為系統(tǒng)提供更大的調(diào)頻功率，最大頻率偏差較獨(dú)立控制減少40%，頻率穩(wěn)定時(shí)間減少1.5 s 左右；而在頻率偏差較小時(shí)儲(chǔ)能系統(tǒng)不參與調(diào)頻，僅由風(fēng)機(jī)充分利用其備用容量進(jìn)行頻率調(diào)整，由此，避免儲(chǔ)能系統(tǒng)的頻繁動(dòng)作，延長(zhǎng)儲(chǔ)能系統(tǒng)的使用壽命，所提風(fēng)-儲(chǔ)協(xié)同調(diào)頻控制策略具有優(yōu)越性。