孫玉偉, 劉勇, 吳健, 袁成清, 湯旭晶*

(1. 武漢理工大學(xué)船海與能源動(dòng)力工程學(xué)院, 湖北 武漢 430063;2. 武漢理工大學(xué)國(guó)家水運(yùn)安全工程技術(shù)研究中心, 湖北 武漢 430063;3. 武漢理工大學(xué)交通部船舶動(dòng)力工程技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 湖北 武漢 430063;4. 武漢理工大學(xué)交通與物流工程學(xué)院, 湖北 武漢 430063)

0 引 言

為解決當(dāng)今船舶所面臨的日益嚴(yán)峻的能源與環(huán)境問題,全球船舶行業(yè)都在致力于研究新能源發(fā)電以及如何提高能源利用效率[1-2]。邊曉燕等[3]以安全穩(wěn)定運(yùn)行為約束條件,通過建立遠(yuǎn)海風(fēng)電場(chǎng)模型研究風(fēng)電在船舶上的應(yīng)用;QIU等[4]選取“中遠(yuǎn)騰飛”汽車船研究了光伏系統(tǒng)安裝在船舶電力系統(tǒng)中的可行性;LARSEN等[5]調(diào)查了一種獨(dú)特的卡琳娜循環(huán)技術(shù),用于大型船用發(fā)動(dòng)機(jī)的廢熱回收。風(fēng)能發(fā)電、余熱發(fā)電等新能源發(fā)電方式通過采用高速永磁同步發(fā)電機(jī)提高能源利用效率,但輸出的高頻交流電需要通過整流逆變裝置后并入船舶電網(wǎng)。根據(jù)電能變換側(cè)需要經(jīng)過整流逆變過程的特點(diǎn),將此類發(fā)電裝置稱為并網(wǎng)型交直交電源。當(dāng)前針對(duì)并網(wǎng)型交直交電源在船舶上應(yīng)用的研究多集中在關(guān)鍵設(shè)備研制以及整流逆變?cè)O(shè)備控制研究上,較少關(guān)注實(shí)際工程應(yīng)用中的系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性問題,缺乏相關(guān)的理論指導(dǎo)。

并網(wǎng)型交直交電源雖然能夠提高船舶電力系統(tǒng)的電力電子化程度,但會(huì)加劇電網(wǎng)故障時(shí)的不穩(wěn)定性。并網(wǎng)型交直交電源對(duì)船舶電力系統(tǒng)的影響主要體現(xiàn)在以下3個(gè)方面:(1)并網(wǎng)型交直交電源改變了船舶電力系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu),使得系統(tǒng)能量傳輸路徑發(fā)生變化,同時(shí)電力電子設(shè)備的投入使得具有多時(shí)間尺度控制的船舶電力系統(tǒng)變得更為復(fù)雜,加大了解耦分析的難度[6]。文獻(xiàn)[7]從機(jī)電暫態(tài)過程角度將電力系統(tǒng)劃分為電磁暫態(tài)、機(jī)電暫態(tài)和中長(zhǎng)期動(dòng)態(tài)等3組變量,認(rèn)為電力系統(tǒng)至少是3個(gè)時(shí)間尺度的動(dòng)態(tài)系統(tǒng)。(2)并網(wǎng)變流器的控制策略直接決定并網(wǎng)型電源的工作特性,可以通過設(shè)置不同的控制策略滿足船舶電網(wǎng)的復(fù)雜需求。常規(guī)控制策略包含恒功率控制策略、恒壓恒頻控制策略、下垂控制策略、虛擬同步發(fā)電機(jī)(virtual synchronous generator,VSG)控制策略以及根據(jù)控制目標(biāo)制定的針對(duì)性控制策略[8-10]。(3)并網(wǎng)型交直交電源通過變流器中的開關(guān)器件動(dòng)作實(shí)現(xiàn)變流供電,沒有同步旋轉(zhuǎn)電源的轉(zhuǎn)軸和阻尼繞組,輸出的電磁功率不受功角方程制約,不能瞬時(shí)分擔(dān)系統(tǒng)狀態(tài)變化時(shí)的擾動(dòng)功率,使系統(tǒng)抗擾動(dòng)的能力下降[11-12]。

為研究并網(wǎng)型交直交電源對(duì)船舶電力系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性的影響,本文在電力系統(tǒng)計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)(power system computer aided design, PSCAD)軟件中搭建集成并網(wǎng)型交直交電源的船舶交直流混聯(lián)電力系統(tǒng)暫態(tài)仿真模型。通過功率外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)的雙閉環(huán)形式實(shí)現(xiàn)VSG控制策略下的恒功率控制,分析并網(wǎng)型交直交電源在不同擾動(dòng)下對(duì)船舶電力系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性影響的規(guī)律,研究三相短路故障時(shí)并網(wǎng)型交直交電源虛擬慣量對(duì)系統(tǒng)頻率的影響,從慣量支撐功率的角度解釋虛擬慣量對(duì)功率波動(dòng)的支撐作用。

1 并網(wǎng)型交直交電源控制策略及系統(tǒng)仿真模型

1.1 并網(wǎng)型交直交電源的控制策略

恒功率控制策略可將并網(wǎng)型交直交電源輸出的有功功率和無(wú)功功率解耦后分別通過有功電流和無(wú)功電流進(jìn)行控制,使輸出功率等于參考功率。恒功率控制策略常用功率、電流雙環(huán)的方式實(shí)現(xiàn),見圖1[13]。圖1中:uabc、iabc分別為變流器輸出的三相瞬時(shí)電壓和電流;ud、uq、id、iq分別為派克變換后的電壓分量和電流分量;Pgrid、Qgrid為功率實(shí)際值;Pref、Qref為給定的功率參考值;idref、iqref為電流控制指令;Ped、Peq為輸出調(diào)制信號(hào);θ為變流器輸出電壓相位;L為濾波電感值。

圖1 恒功率控制策略原理

功率電流雙閉環(huán)的VSG控制就是在雙環(huán)控制基礎(chǔ)上增加功率的前級(jí)控制[14]。VSG控制策略通過模擬同步發(fā)電機(jī)的機(jī)械和勵(lì)磁特性對(duì)變流器進(jìn)行控制,從而實(shí)現(xiàn)電壓和頻率調(diào)節(jié)[15]。VSG引入同步發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程模擬同步發(fā)電機(jī)的機(jī)械特性:

(1)

式中:PT和PE分別為VSG輸入機(jī)械功率和輸出有功功率的實(shí)際值;J和D分別為虛擬慣量和阻尼系數(shù);ω0和ω分別為額定角頻率和實(shí)際角頻率;δ為功角。

圖2為結(jié)合原動(dòng)機(jī)調(diào)節(jié)方程與轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程形成的有功-頻率控制器,其中Kω為有功-頻率下垂系數(shù)。該控制器的傳遞函數(shù)為

圖2 有功-頻率控制器

(2)

對(duì)式(2)進(jìn)行變換處理,可得到角頻率與功率之間存在的關(guān)系:

(3)

式中:

(4)

由式(4)可知,阻尼系數(shù)、轉(zhuǎn)動(dòng)慣量和調(diào)差系數(shù)均會(huì)影響τ和ξ的值,進(jìn)而對(duì)并網(wǎng)型交直交電源的控制效果產(chǎn)生影響。

無(wú)功-電壓控制器模擬同步發(fā)電機(jī)的勵(lì)磁特性使VSG能夠進(jìn)行電壓調(diào)節(jié)[17]。無(wú)功-電壓控制器見圖3,其中:U0為VSG的勵(lì)磁電壓;Uref為通過無(wú)功-電壓下垂環(huán)節(jié)得到的并網(wǎng)型交直交電源的輸出電壓幅值參考值。Uref計(jì)算式為

圖3 無(wú)功-電壓控制器

Uref=Un+(Qref-Qgrid)Ku

(5)

式中:Un為額定電壓有效值;Ku為無(wú)功-電壓下垂系數(shù)。

1.2 船舶電力系統(tǒng)仿真模型

圖4為某型船舶交直流混聯(lián)電力系統(tǒng)。該系統(tǒng)額定頻率為60 Hz,主配電板額定電壓為0.44 kV,分配電板額定電壓為0.22 kV,直流配電板額定電壓為0.75 kV。兩臺(tái)同步發(fā)電機(jī)組并聯(lián)運(yùn)行,等比例分配有功功率和無(wú)功功率。電壓源變流器(voltage source converter,VSC)采用定直流電壓和定無(wú)功功率控制,其輸出功率由直流部分的負(fù)荷需求決定。超級(jí)電容采用定功率控制,直流電壓由VSC支撐。并網(wǎng)型交直交電源中的高速永磁發(fā)電機(jī)首先通過不控整流器將高頻交流電變?yōu)橹绷?再經(jīng)過并網(wǎng)逆變器將直流電變?yōu)?0 Hz工頻交流電,最后于交流主配電板饋入船舶電力系統(tǒng)。

圖4 某型船舶交直流混聯(lián)電力系統(tǒng)

同步發(fā)電機(jī)、感應(yīng)電機(jī)、直流電機(jī)、等效負(fù)荷等設(shè)備的主要參數(shù)見表1～3。變壓器的容量為200 kVA,原副邊變比為0.45/0.22。超級(jí)電容的電容量為30 F,等效內(nèi)阻為0.01 Ω。不控整流器的輸出端電壓為1.01 kV,并網(wǎng)型交直交電源的輸出功率為108.6 kW,并網(wǎng)節(jié)點(diǎn)選為主配電板。擾動(dòng)案例1和2中,VSG控制策略的虛擬慣量為2 kg·m2,阻尼系數(shù)為2 N·m·s/rad。

表1 同步發(fā)電機(jī)參數(shù)

表2 交流負(fù)載參數(shù)

表3 直流負(fù)載參數(shù)

2 故障擾動(dòng)時(shí)的系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性分析

2.1 三相短路故障影響

設(shè)置擾動(dòng)案例1: 5 s時(shí)交流分配電板發(fā)生三相短路故障,5.2 s時(shí)故障清除。同步發(fā)電機(jī)的有功功率、同步發(fā)電機(jī)的功角、主配電板電壓、系統(tǒng)頻率、VSC輸出功率和直流配電板電壓在系統(tǒng)發(fā)生三相短路故障時(shí)的變化情況見圖5。

(a)同步發(fā)電機(jī)有功功率

由圖5可知,當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生三相短路故障時(shí)同步發(fā)電機(jī)輸出功率和同步發(fā)電機(jī)功角、交流配電板電壓、頻率等特征參數(shù)會(huì)在短時(shí)間內(nèi)發(fā)生大幅度波動(dòng),采用VSG控制策略的并網(wǎng)型交直交電源能夠參與改善系統(tǒng)參數(shù)的波動(dòng)情形。圖5(a)中,VSG控制策略相對(duì)于恒功率控制策略能夠更快地實(shí)現(xiàn)功率穩(wěn)定,減小短路電流激增所帶來(lái)的影響。圖5(b)中,由于VSG模擬了調(diào)速系統(tǒng)的調(diào)頻環(huán)節(jié)并且引入了同步發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程,所以同步發(fā)電機(jī)輸出的功率同樣受功角方程制約。在輸出功率相同的情況下,采用VSG控制策略和恒功率控制策略時(shí)功角在經(jīng)過調(diào)節(jié)后均穩(wěn)定在0.162 5 rad,仍可看到采用VSG控制策略時(shí)功角偏差幅值較小。圖5(c)和5(d)中,VSG控制策略能夠有效參與電壓調(diào)節(jié)和頻率調(diào)節(jié)過程,無(wú)功電壓控制器中阻尼系數(shù)額外提供的阻尼效果延長(zhǎng)了電壓到達(dá)峰值0.44 kV的時(shí)間,同時(shí)有功頻率控制器提供的虛擬慣量能夠在系統(tǒng)頻率跌落時(shí)提供短時(shí)支撐作用,有效抑制頻率的波動(dòng)。圖5(e)和5(f)表明分配電板短路故障對(duì)主配電板產(chǎn)生的干擾間接影響了直流輸出功率和電壓,而并網(wǎng)型交直交電源對(duì)直流部分的影響較小。

2.2 突變負(fù)荷擾動(dòng)影響

設(shè)置擾動(dòng)案例2: 5 s時(shí)主配電板負(fù)荷突然跌落20%,7 s時(shí)恢復(fù)至初始負(fù)荷。同步發(fā)電機(jī)的有功功率、同步發(fā)電機(jī)的功角、主配電板電壓、系統(tǒng)頻率、VSC輸出功率和直流配電板電壓受突變負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)的變化情況見圖6。

由圖6可知,系統(tǒng)受到突變負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)同步發(fā)電機(jī)輸出功率和功角會(huì)出現(xiàn)瞬時(shí)跌落,交流配電板電壓、頻率等特征參數(shù)發(fā)生波動(dòng),采用VSG控制策略的并網(wǎng)型交直交電源能夠縮短系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間。圖6(a)中,當(dāng)系統(tǒng)受到突變負(fù)荷擾動(dòng)時(shí),采用VSG控制策略時(shí)在6.1 s左右功率就可恢復(fù)穩(wěn)定值,采用恒功率控制策略時(shí)功率在負(fù)荷突變的5～7 s內(nèi)一直處于不穩(wěn)定狀態(tài),可見VSG控制策略對(duì)同步發(fā)電機(jī)有功調(diào)節(jié)的增益效果。圖6(b)中,采用VSG控制策略時(shí)功角特性在初始階段即可保持相對(duì)高的穩(wěn)定能力,但當(dāng)受到突變負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)功角跌落程度比采用恒功率控制策略時(shí)的大。在負(fù)荷恢復(fù)后,若采用VSG控制策略則功角恢復(fù)過程更為平緩,與功角初始值的差值也更小。從圖6(c)可以看出,VSG控制策略的電壓調(diào)節(jié)過程更為理想,電壓變化幅度為0.02 kV,當(dāng)負(fù)荷突然減小時(shí)電壓變化幅值比恒功率控制策略的低了0.01 kV,當(dāng)負(fù)荷突然增大時(shí)電壓變化幅值比恒功率控制策略的低了0.004 kV。圖6(d)中,相比于采用恒功率控制策略,采用VSG控制策略時(shí)頻率在暫態(tài)過程中的變化更小。尤其是在擾動(dòng)發(fā)生的瞬間,VSG控制環(huán)節(jié)中的虛擬慣量能夠提供一部分電磁功率,防止頻率跌落過快。圖6(e)和6(f)中,由于VSG控制策略改善了系統(tǒng)交流部分的主要參數(shù),間接對(duì)VSC輸出功率和直流電壓起到微弱的調(diào)節(jié)作用。

綜合三相短路故障和負(fù)荷突變擾動(dòng)工況的暫態(tài)分析結(jié)果可知,采用VSG控制策略時(shí)并網(wǎng)型交直交電源的功角、電壓和頻率等特征參數(shù)的變化規(guī)律與同步發(fā)電機(jī)的類似,能夠參與功率調(diào)節(jié)過程,改善系統(tǒng)參數(shù)變化。

3 虛擬慣量對(duì)船舶電力系統(tǒng)頻率特性的影響

船舶電力系統(tǒng)的慣性主要源于同步發(fā)電機(jī)和電動(dòng)機(jī)等設(shè)備的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,表現(xiàn)為阻止頻率變化的能力。在船舶交直流混聯(lián)電力系統(tǒng)中,并網(wǎng)型交直交電源和直流部分均會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)的慣性減小、抗擾動(dòng)能力降低。采用VSG控制策略的并網(wǎng)型交直交電源既能向系統(tǒng)提供慣量,又具備電力電子設(shè)備的快速響應(yīng)特性,可以減小由系統(tǒng)發(fā)生功率缺額所導(dǎo)致的頻率偏差,從而改善船舶電力系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性。通過調(diào)節(jié)VSG控制中的虛擬慣量J,分析并網(wǎng)型交直交電源對(duì)船舶電力系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性的影響。以擾動(dòng)案例1為基礎(chǔ),保持阻尼系數(shù)不變,電力系統(tǒng)的頻率在虛擬慣量分別為1、2、3 kg·m2時(shí)的變化情況見圖7。

圖7 頻率在虛擬慣量分別為1、2、3 kg·m2時(shí)的變化

由圖7可知,系統(tǒng)頻率受VSG控制策略的影響,在虛擬慣量不同時(shí)頻率的響應(yīng)情況也不同。在故障發(fā)生的瞬間,系統(tǒng)頻率在不平衡功率的作用下開始跌落,VSG通過虛擬慣量為系統(tǒng)提供短時(shí)的慣量支撐功率。因此在故障持續(xù)的5.0～5.2 s內(nèi),虛擬慣量越大,系統(tǒng)頻率跌落的程度越小,頻率變化的趨勢(shì)也更為平緩。在故障清除后,同步發(fā)電機(jī)組的調(diào)速系統(tǒng)動(dòng)作,VSG的虛擬慣量持續(xù)發(fā)揮作用,但慣量支撐功率隨著同步發(fā)電機(jī)貢獻(xiàn)的增加逐漸減少。系統(tǒng)頻率在故障清除后的0.2 s內(nèi)達(dá)到頻率振蕩的最小值。對(duì)應(yīng)于虛擬慣量為1、2、3 kg·m2,頻率最小值分別為59.812、59.816和59.820 Hz。系統(tǒng)頻率在故障清除后的0.6 s內(nèi)達(dá)到頻率振蕩的最大值。對(duì)應(yīng)于虛擬慣量為1、2、3 kg·m2,頻率最大值分別為60.160、60.155和60.153 Hz。由于并網(wǎng)型交直交電源的滲透率不高,所能提供的虛擬慣量與同步旋轉(zhuǎn)設(shè)備的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量相比較小,故對(duì)系統(tǒng)頻率的影響程度較低。盡管如此,仍可以預(yù)見到隨著并網(wǎng)型交直交電源滲透率的提高,虛擬慣量值也會(huì)增大,VSG控制對(duì)頻率穩(wěn)定性的影響會(huì)更加突出。在6.9 s左右時(shí),同步發(fā)電機(jī)組和VSG的調(diào)速環(huán)節(jié)和阻尼環(huán)節(jié)共同促使系統(tǒng)頻率恢復(fù)穩(wěn)定,虛擬慣量提供的慣量支撐功率為0,3種工況下的頻率調(diào)節(jié)曲線基本相同。

從上述分析可知,采用VSG控制策略的并網(wǎng)型交直交電源能在一定程度上提高船舶交直流混聯(lián)電力系統(tǒng)的慣性,并且能夠參與到頻率調(diào)節(jié)過程中,提高系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性。VSG控制策略模擬了同步發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程,同樣具有虛擬機(jī)械功率和虛擬電磁功率,因此并網(wǎng)型交直交電源的慣量支撐功率計(jì)算方法與同步發(fā)電機(jī)的相同。擾動(dòng)案例1中采用VSG控制策略時(shí)的虛擬機(jī)械功率和虛擬電磁功率見圖8,慣量支撐功率見圖9。

圖8 VSG的暫態(tài)功率響應(yīng)特性

圖9 VSG的慣量支撐功率

從圖8可以看出,采用VSG控制策略時(shí)并網(wǎng)型交直交電源在系統(tǒng)發(fā)生三相短路故障時(shí)同樣會(huì)出現(xiàn)瞬時(shí)功率跌落,虛擬機(jī)械功率受慣性影響不能及時(shí)響應(yīng),存在0.01 s的延時(shí),此時(shí)虛擬電磁功率已經(jīng)由108.6 kW跌落至106.0 kW。在5.020 s時(shí)VSG檢測(cè)到系統(tǒng)頻率跌落,同時(shí)迅速增發(fā)電磁功率,在5.184 s時(shí)達(dá)到電磁功率最大值110.6 kW。此時(shí)同步發(fā)電機(jī)調(diào)速系統(tǒng)開始動(dòng)作,頻率在同步發(fā)電機(jī)調(diào)速系統(tǒng)的作用下開始做阻尼運(yùn)動(dòng)。在頻率做衰減振蕩時(shí),VSG輸出的虛擬電磁功率減小,同時(shí)機(jī)械功率與電磁功率的變化幅度趨于一致。從圖9可知,在并網(wǎng)容量為108.6 kW,虛擬慣量為2 kg·m2,阻尼系數(shù)為2 N·m·s/rad的情況下,VSG在系統(tǒng)發(fā)生暫態(tài)事件時(shí)能夠增發(fā)的最大慣量支撐功率為2.287 kW,能夠吸收的最大慣量支撐功率為1.751 kW。VSG的慣量支撐功率在6.1 s時(shí)徹底消失,而系統(tǒng)頻率在6.1 s時(shí)仍未恢復(fù)穩(wěn)定。因此,虛擬慣量對(duì)系統(tǒng)功率波動(dòng)的支撐作用只能持續(xù)1.08 s,且作用效果不斷衰減。在6.1 s后系統(tǒng)頻率主要由同步發(fā)電機(jī)進(jìn)行調(diào)節(jié),VSG控制僅通過有功頻率控制器和阻尼作用影響系統(tǒng)頻率,但在調(diào)節(jié)能力上與同步發(fā)電機(jī)相差很大。

4 結(jié) 論

本文聚焦于并網(wǎng)型交直交電源對(duì)船舶電力系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定性的不確定性影響問題,分析短路故障和突變負(fù)荷擾動(dòng)情況下并網(wǎng)型交直交電源對(duì)船舶電力系統(tǒng)的影響,深入探討采用VSG控制策略時(shí)并網(wǎng)型交直交電源的虛擬慣量對(duì)船舶電力系統(tǒng)頻率的支撐問題。通過研究得到如下結(jié)論:

(1)發(fā)生三相短路故障時(shí)系統(tǒng)特征參數(shù)的波動(dòng)比受到突變負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)的劇烈,其中采用VSG控制策略時(shí)主配電板電壓的變化在兩種情況下的區(qū)別最明顯,受到突變負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)電壓波動(dòng)為0.02 kV,僅相當(dāng)于發(fā)生三相短路故障時(shí)電壓波動(dòng)0.11 kV的18.2%。

(2)發(fā)生短路故障時(shí)采用VSG控制策略的并網(wǎng)型交直交電源能夠抑制特征參數(shù)的波動(dòng),5.2 s時(shí)的系統(tǒng)的頻率跌落幅度比采用恒功率策略時(shí)的低0.15 Hz;受到突變負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)采用VSG控制策略的并網(wǎng)型交直交電源能夠縮短特征參數(shù)恢復(fù)穩(wěn)定的時(shí)間,特別是在采用VSG控制策略時(shí)同步發(fā)電機(jī)有功功率在6.1 s時(shí)恢復(fù)穩(wěn)定,采用恒功率策略時(shí)同步發(fā)電機(jī)功率在5～7 s始終處于不穩(wěn)定狀態(tài)。

(3)當(dāng)VSG控制策略的阻尼系數(shù)為2 N·m·s/rad時(shí),虛擬慣量為1、2、3 kg·m2分別對(duì)應(yīng)的頻率變化范圍為59.812～60.160 Hz、59.816～60.155 Hz、59.820～60.153 Hz,系統(tǒng)頻率偏差隨虛擬慣量增大而減小。

(4)當(dāng)VSG控制策略的阻尼系數(shù)為2 N·m·s/rad、虛擬慣量為2 kg·m2時(shí),并網(wǎng)型交直交電源在系統(tǒng)發(fā)生暫態(tài)過程中能夠提供-1.750～2.297 kW的慣量支撐功率,在系統(tǒng)頻率變化時(shí)能夠起到有效的支撐作用,但只能持續(xù)1.08 s,維持時(shí)間較短,后續(xù)的頻率調(diào)節(jié)過程主要由同步發(fā)電機(jī)完成。