基于慣量響應(yīng)的雙饋風(fēng)電機(jī)組動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)機(jī)理研究

劉櫂芮，賈祺，嚴(yán)干貴，翟文超，孫勇，李寶聚

(1.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（東北電力大學(xué)），吉林 吉林 132012；2.國網(wǎng)吉林省電力有限公司，吉林 長春 130021)

0 引言

在實(shí)現(xiàn) “碳中和，碳達(dá)峰”重要戰(zhàn)略目標(biāo)推動(dòng)下，中國新能源發(fā)電呈快速發(fā)展趨勢，其中以風(fēng)電、光伏發(fā)電發(fā)展最為迅速，截至2021年9月，全國風(fēng)電裝機(jī)容量達(dá)3.0億kW，預(yù)計(jì)到2050年，風(fēng)電裝機(jī)容量將達(dá)24億kW[1]。

大規(guī)模風(fēng)電聯(lián)網(wǎng)給電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行帶來挑戰(zhàn)[2]，與同步機(jī)組具有轉(zhuǎn)動(dòng)慣量并主導(dǎo)系統(tǒng)頻率不同[3-6]，風(fēng)電機(jī)組經(jīng)變流器聯(lián)網(wǎng)，在最大功率點(diǎn)運(yùn)行，不具備調(diào)頻能力[7]，鎖相環(huán)系統(tǒng)能夠快速響應(yīng)并追蹤電網(wǎng)電壓相位變化，不響應(yīng)系統(tǒng)頻率變化。為此，許多新能源發(fā)展迅速的國家均出臺(tái)并網(wǎng)準(zhǔn)則，要求新能源電站具備參與調(diào)頻、慣性響應(yīng)能力[8-12]。近年來，國內(nèi)外學(xué)者主要圍繞控制策略、頻率響應(yīng)特性分析開展研究工作。

控制策略方面，文獻(xiàn)[13]提出將附加頻率控制信號(hào)疊加在原有電磁功率指令上，使風(fēng)機(jī)具有慣量。文獻(xiàn)[14-17]提出釋放或吸收風(fēng)力機(jī)葉片中的動(dòng)能，短時(shí)增發(fā)或減少功率響應(yīng)系統(tǒng)頻率變化。但文獻(xiàn)[18]指出，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速恢復(fù)過程會(huì)導(dǎo)致頻率二次跌落或升高。文獻(xiàn)[19]提出引入恒定附加功率，使風(fēng)機(jī)慣量響應(yīng)期間維持轉(zhuǎn)速至頻率穩(wěn)定再恢復(fù)，避免頻率二次跌落。文獻(xiàn)[20]提出風(fēng)力發(fā)電應(yīng)用虛擬同步控制技術(shù)，可實(shí)現(xiàn)慣量響應(yīng)。以雙饋風(fēng)機(jī)為例，不過度提取風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子動(dòng)能，消除了頻率二次跌落問題[21]。文獻(xiàn)[22]通過優(yōu)化風(fēng)機(jī)虛擬同步參數(shù)配置，使其頻率響應(yīng)特性優(yōu)于同步機(jī)組。頻率響應(yīng)特性分析方面，文獻(xiàn)[23]在光伏發(fā)電單元機(jī)電暫態(tài)模型基礎(chǔ)上，提出基于鎖相環(huán)動(dòng)態(tài)特性的虛擬慣量控制策略。文獻(xiàn)[24]建立光伏發(fā)電單元頻率響應(yīng)模型，分析光伏發(fā)電單元慣量特性。但要注意由于并網(wǎng)結(jié)構(gòu)及控制策略不同，雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型及慣量特性與光伏發(fā)電單元之間存在差異。

現(xiàn)有研究側(cè)重于從策略層面實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)，對(duì)雙饋風(fēng)電機(jī)組（doubly fed induction generator, DFIG）自身慣量特性及對(duì)電網(wǎng)頻率動(dòng)態(tài)特性影響研究較少。實(shí)際系統(tǒng)中多采用雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)結(jié)構(gòu)，把握不平衡功率在各個(gè)風(fēng)電機(jī)組間分配機(jī)制是分析風(fēng)電聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)頻率調(diào)節(jié)特性的關(guān)鍵。

本文基于雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，解析得到雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量表達(dá)式，并分析鎖相環(huán)控制參數(shù)對(duì)機(jī)組慣量大小的影響，提出在系統(tǒng)功率擾動(dòng)期間優(yōu)化鎖相環(huán)控制參數(shù)實(shí)現(xiàn)雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量響應(yīng)；以2臺(tái)雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)系統(tǒng)為例，分析慣量響應(yīng)期間不平衡功率在兩機(jī)組間分配規(guī)律，并拓展到多雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)系統(tǒng)。建立雙饋風(fēng)電機(jī)組、同步機(jī)組聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)頻率響應(yīng)模型，分析系統(tǒng)發(fā)生功率擾動(dòng)各階段頻率響應(yīng)特性。最后，搭建時(shí)域仿真驗(yàn)證了本文理論分析的正確性。

1 多雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及控制策略

雙饋風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示，由風(fēng)力機(jī)、雙饋感應(yīng)電機(jī)、變流器、線路等構(gòu)成[25]。圖1中：Cdc為逆變器直流側(cè)電容；Lcg為網(wǎng)側(cè)變流器濾波電感；Lc為機(jī)組網(wǎng)側(cè)線路電感；Lg為電網(wǎng)側(cè)線路電感；Us、Ut和Ug分別為機(jī)端定子電壓、并網(wǎng)點(diǎn)電壓和電網(wǎng)電壓；θs、θt和θg分別為三者相位。

圖1 雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)系統(tǒng)示意Fig.1 DFIG parallel system

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

式中：Usd/q、Urd/q分別為d、q坐標(biāo)系下雙饋感應(yīng)電機(jī)定、轉(zhuǎn)子電壓；isd/q、ird/q分別為定、轉(zhuǎn)子電流；Ψsd/q、Ψrd/q分別為定、轉(zhuǎn)子磁鏈；ω1、ωs分別為同步角速度和轉(zhuǎn)差角速度；Rs、Rr分別為定、轉(zhuǎn)子電阻。

定、轉(zhuǎn)子磁鏈方程為

式中：Ls、Lr、Lm分別為雙饋感應(yīng)電機(jī)定、轉(zhuǎn)子自感及互感。

變流器采用dq解耦控制。轉(zhuǎn)子側(cè)變流器實(shí)現(xiàn)定子有功、無功控制；網(wǎng)側(cè)變流器控制逆變器直流電壓穩(wěn)定并輔助轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制定子有功、無功功率，其基本控制框圖如圖2所示。

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

2 雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量特性

2.1 雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型

基于文獻(xiàn)[26]提出的雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，評(píng)估雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量特性及其對(duì)系統(tǒng)頻率特性影響。忽略電磁暫態(tài)過程，將式（1）（2）所示鎖相環(huán)坐標(biāo)系下定子電壓、磁鏈方程簡化為

式中：Is、Ir分別為雙饋感應(yīng)電機(jī)定、轉(zhuǎn)子側(cè)電流矢量。

類比同步機(jī)組內(nèi)電勢概念，定義E=jωLmIr為雙饋風(fēng)電機(jī)組內(nèi)電勢，鎖相環(huán)坐標(biāo)系下，內(nèi)電勢E、電網(wǎng)電壓Ug、雙饋風(fēng)機(jī)端電壓Us以及受擾動(dòng)后端電壓相位U's三者相位關(guān)系如圖3所示。

圖3 鎖相環(huán)坐標(biāo)系下雙饋風(fēng)電機(jī)組內(nèi)電勢相位示意Fig.3 Internal potential phase of DFIG in PLL coordinate system

忽略風(fēng)電機(jī)組無功控制環(huán)的影響，構(gòu)建雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型如圖4所示。為簡化分析定義式（3）中常量ω1Lm=xad，圖3～4中：ΔTm為雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子機(jī)械轉(zhuǎn)矩?cái)_動(dòng)；ΔTe為電磁轉(zhuǎn)矩?cái)_動(dòng)；Tj為雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子慣性時(shí)間常數(shù)；Δωr為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速擾動(dòng)；ΔEq為內(nèi)電勢q軸分量擾動(dòng)；Δθi為雙饋風(fēng)機(jī)內(nèi)電勢與靜止坐標(biāo)系x軸相位差擾動(dòng)；Δθin為鎖相環(huán)坐標(biāo)下內(nèi)電勢相位與鎖相環(huán)d軸相位差擾動(dòng)；ΔθPLL為鎖相環(huán)相位擾動(dòng)；Δθs為雙饋風(fēng)機(jī)端電壓相位擾動(dòng)；kp、ki分別為鎖相環(huán)控制比例、積分控制參數(shù)；kpω、kiω分別為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器轉(zhuǎn)速外環(huán)控制比例、積分控制參數(shù)；Δωrref為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速基準(zhǔn)值擾動(dòng)（一般為0）；Δird為轉(zhuǎn)子側(cè)d軸電流擾動(dòng)；ωr為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速；Keq、Kθ均為中間變量；GPLL(s)為鎖相環(huán)控制系統(tǒng)傳遞函數(shù)；ΔPm、ΔPe分別為機(jī)械、電磁功率擾動(dòng)。

圖4 雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型Fig.4 Frequency response model of DFIG

圖4中

式中：Ed、Eq分別為內(nèi)電勢d、q軸分量；Us0為初始端電壓、θs0為電壓初始相位；δ0為內(nèi)電勢初始相位；xd為風(fēng)機(jī)等效電抗；KE為中間變量。

為驗(yàn)證搭建模型有效性，在EMTDC/PSCAD搭建如圖1所示雙饋風(fēng)機(jī)并網(wǎng)模型，在 Matlab/Simulink中搭建雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，在相同的時(shí)間施加相同的擾動(dòng)，觀察二者輸出量受擾動(dòng)影響曲線的吻合度，具體參數(shù)取值如表1所示。

表1 雙饋風(fēng)電機(jī)組控制參數(shù)Table 1 Control parameters of DFIG

在50 s時(shí)給頻率響應(yīng)模型和時(shí)域仿真模型施加0.006 p.u.機(jī)械功率擾動(dòng)，2個(gè)模型擾動(dòng)響應(yīng)曲線如圖5所示，可以看出，在小擾動(dòng)下，線性化和時(shí)域模型波形吻合度較高，本文建立的線性化模型能較好地反映系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)過程。

圖5 單機(jī)頻率響應(yīng)模型和時(shí)域模型仿真結(jié)果對(duì)比Fig.5 Simulation result comparison between singlemachine frequency response model and time-domain model

2.2 雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量特性

為使得雙饋風(fēng)電機(jī)組能夠類比同步機(jī)內(nèi)電勢響應(yīng)特性，評(píng)估雙饋風(fēng)機(jī)等效慣量，可將頻率響應(yīng)模型簡化為如圖6所示形式。圖6中：Meq為等效慣量；D為中間變量；Δδ為內(nèi)電勢相位擾動(dòng)。

圖6 含等效慣量、阻尼的風(fēng)電機(jī)組內(nèi)電勢相位動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.6 Dynamic response of internal potential phase of wind turbine with equivalent inertia and damping

雙饋風(fēng)電機(jī)組等效慣量為

式中：M為中間變量。

基于式(5)所示雙饋風(fēng)電機(jī)組等效慣量表達(dá)式，可知雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量由鎖相環(huán)控制參數(shù)以及機(jī)組慣性時(shí)間常數(shù)等參數(shù)決定，得到不同鎖相環(huán)控制參數(shù)下Meq(s)的幅頻特性如圖7所示?？梢钥闯觯诘皖l段，隨著鎖相環(huán)比例參數(shù)、積分參數(shù)的減小，鎖相環(huán)響應(yīng)速度減慢，雙饋風(fēng)電機(jī)組提供慣量增大。

圖7 雙饋風(fēng)電機(jī)組等效慣量Meq(s)幅頻特性Fig.7 Amplitude-frequency characteristics of equivalent inertiaMeq(s) of DFIG

3 多風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)參與頻率調(diào)節(jié)動(dòng)態(tài)協(xié)調(diào)機(jī)理

基于2.1節(jié)建立風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，建立2個(gè)雙饋風(fēng)力發(fā)電并網(wǎng)系統(tǒng)，其簡化示意如圖8所示，基于此分析系統(tǒng)發(fā)生頻率擾動(dòng)過程中各雙饋風(fēng)電機(jī)組之間不平衡功率分配機(jī)理[24]。

圖8 兩風(fēng)力發(fā)電單元并聯(lián)系統(tǒng)簡化結(jié)構(gòu)Fig.8 Simplified structure of parallel system of two DFIGs

對(duì)式(10)進(jìn)行線性化處理可得

式中：E10、E20分別為2臺(tái)雙饋風(fēng)電機(jī)組內(nèi)電勢電壓初值；Δδ1、Δδ2分別為2臺(tái)機(jī)組內(nèi)電勢相位擾動(dòng)；Δδ'為并網(wǎng)點(diǎn)電壓相位擾動(dòng)；ΔPW1、ΔPW2分別2臺(tái)機(jī)組的輸出功率擾動(dòng)；x1=xd1+xc1；x2=xd2+xc2。

基于圖6所示單臺(tái)雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，結(jié)合式（11）可得到2臺(tái)雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)系統(tǒng)頻率響應(yīng)模型如圖9所示。

圖9 兩雙饋風(fēng)機(jī)并聯(lián)系統(tǒng)頻率響應(yīng)模型Fig.9 Frequency response model of parallel system of two DFIGs

將時(shí)域仿真模型與頻率響應(yīng)模型對(duì)比驗(yàn)證，方法與上小節(jié)相同，2臺(tái)機(jī)組參數(shù)取值均如表1所示，線性化和時(shí)域模型波形吻合度較高，本文建立的線性化模型能較好地反映系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)過程。

圖10 兩機(jī)系統(tǒng)頻率響應(yīng)簡化模型Fig.10 Simplified frequency response model of twomachine system

將圖9所示雙風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)頻率響應(yīng)模型簡化為圖10形式。求得并網(wǎng)點(diǎn)電勢相位擾動(dòng)為

式中：H1(s)、H2(s)分別為2臺(tái)風(fēng)機(jī)的功率分配系數(shù)；G1(s)、G2(s)分別為2臺(tái)風(fēng)機(jī)輸出功率和內(nèi)電勢相對(duì)PLLd軸相位擾動(dòng)的傳遞函數(shù)。

整理可得不平衡功率分配系數(shù)為

由式(13)整理得到不平衡功率分配系數(shù)近似為

由式（14）可知，不平衡功率近似按照2臺(tái)雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量大小分配；可將此規(guī)律推廣至多風(fēng)電機(jī)組聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)，假設(shè)系統(tǒng)中n臺(tái)雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)，等效慣量分別為Meq1(s)，Meq2(s)，···，Meqn(s)，各機(jī)組不平衡功率分配系數(shù)如式（15）所示，即系統(tǒng)內(nèi)不平衡功率近似按照各機(jī)組慣量大小分配。

4 含風(fēng)電聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)頻率響應(yīng)分析

同步機(jī)頻率響應(yīng)模型（system frequency response, SFR）如圖11所示[6]。結(jié)合雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，分析雙饋風(fēng)機(jī)聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)頻率響應(yīng)特性及風(fēng)電聯(lián)網(wǎng)對(duì)系統(tǒng)頻率動(dòng)態(tài)特性的影響。

圖11 再熱式同步機(jī)組頻率響應(yīng)模型Fig.11 SFR model of reheat synchronous generators

由圖11可知

式中：n為風(fēng)機(jī)臺(tái)數(shù)；TG為同步機(jī)組慣性時(shí)間常數(shù)；ΔPL1、ΔPL2分別為風(fēng)電機(jī)組和同步機(jī)組承擔(dān)的功率；Dg為同步機(jī)組阻尼系數(shù)；Ggov(s)為同步機(jī)組原動(dòng)機(jī)和調(diào)速器傳遞函數(shù)，其內(nèi)部具體參數(shù)物理含義如表2所示；Δωg為同步機(jī)組轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速擾動(dòng)；ΔPsp為同步機(jī)組參考負(fù)荷（不計(jì)二次調(diào)頻作用一般為0）。

表2 同步機(jī)組參數(shù)Table 2 Parameters of synchronous generators

系統(tǒng)中不平衡功率ΔPL=ΔPL1+ΔPL2，并可認(rèn)為 Δωr=Δωg時(shí)，結(jié)合式（18）有

當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生階躍沖擊負(fù)荷時(shí)，系統(tǒng)瞬時(shí)產(chǎn)生不平衡功率為ΔPL=ΔPs/s，ΔPs沖擊負(fù)荷擾動(dòng)幅值，得到

系統(tǒng)頻率動(dòng)態(tài)過程中有

如式（21）所示，在含雙饋風(fēng)電機(jī)組聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)頻率發(fā)生擾動(dòng)初期，系統(tǒng)頻率變化由系統(tǒng)內(nèi)同步機(jī)組慣量及雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量共同決定，同步機(jī)組提供慣量是不變的，因此風(fēng)電機(jī)組提供慣量越大，系統(tǒng)頻率變化率越小，系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性越高；如式（22）所示，系統(tǒng)頻率趨于穩(wěn)定時(shí)，風(fēng)電機(jī)組輸出功率恢復(fù)至功率擾動(dòng)前水平，頻率特性僅由同步機(jī)組的調(diào)差系數(shù)、等效阻尼系數(shù)決定。

5 仿真及結(jié)果分析

在EMTDC/PSCAD中搭建如圖12所示算例系統(tǒng)，包含3臺(tái)容量為900 MW的同步機(jī)組和裝機(jī)容量為450 MW的風(fēng)電場，表1和表2分別為雙饋風(fēng)機(jī)和同步機(jī)組相關(guān)參數(shù)；系統(tǒng)負(fù)荷水平為1750 MW；本小節(jié)中風(fēng)電場采用單機(jī)倍乘等值模型。

圖12 算例系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.12 Example system structure

5.1 不同鎖相環(huán)參數(shù)下雙饋風(fēng)機(jī)慣量特性仿真分析

風(fēng)電場中機(jī)組運(yùn)行工況均為VW=8 m/s，系統(tǒng)負(fù)荷為 1750 MW，當(dāng)t=40 s時(shí)，系統(tǒng)負(fù)荷增加200 MW，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、風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速和同步機(jī)輸出功率響應(yīng)情況如圖13、14所示。

圖13 不同鎖相環(huán)積分參數(shù)下系統(tǒng)內(nèi)各機(jī)組及頻率響應(yīng)Fig.13 Generator and frequency responses in the system under different PLL integral parameters

圖14 不同鎖相環(huán)比例參數(shù)下系統(tǒng)內(nèi)各機(jī)組及頻率響應(yīng)Fig.14 Generator and frequency responses in the system under different PLL proportional parameters

如仿真結(jié)果所示，系統(tǒng)發(fā)生功率擾動(dòng)，雙饋風(fēng)電機(jī)組不參與系統(tǒng)調(diào)頻時(shí)，對(duì)系統(tǒng)表現(xiàn)出低慣量，系統(tǒng)頻率變化率較大，頻率最低跌落至49.6 Hz以下，嚴(yán)重危及系統(tǒng)頻率安全穩(wěn)定；優(yōu)化雙饋風(fēng)電機(jī)組鎖相環(huán)控制參數(shù)后，頻率擾動(dòng)初期，系統(tǒng)頻率由同步機(jī)組慣性時(shí)間常數(shù)及雙饋風(fēng)電機(jī)組等效慣量共同決定，并隨著積分參數(shù)逐漸減小(1→0.1)，以及比例參數(shù)逐漸減小(10→3)，鎖相環(huán)響應(yīng)速度減慢，雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量增加，抑制系統(tǒng)頻率變化，頻率最低跌落程度降低，有利于提高系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性。系統(tǒng)頻率穩(wěn)定后，雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出功率恢復(fù)到擾動(dòng)前水平，系統(tǒng)頻率僅取決于系統(tǒng)內(nèi)同步機(jī)組調(diào)差系數(shù)與阻尼系數(shù)。

選取典型參數(shù)（kp=5，ki=1），將慣量響應(yīng)過程中風(fēng)電機(jī)組增發(fā)功率ΔPW與理論計(jì)算慣量響應(yīng)功率Pinertia進(jìn)行對(duì)比，如圖15所示。

圖15 轉(zhuǎn)子動(dòng)能釋放功率和風(fēng)電機(jī)組實(shí)際增發(fā)功率Fig.15 Kinetic energy releasing power of rotor and actual additional power of DFIG

由圖15可知，系統(tǒng)受頻率擾動(dòng)后系統(tǒng)內(nèi)風(fēng)電機(jī)組實(shí)際增發(fā)功率數(shù)值上等于由轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速變化釋放的功率，慣量響應(yīng)過程中風(fēng)機(jī)增發(fā)功率能量來源于轉(zhuǎn)子。

5.2 不同控制參數(shù)下多風(fēng)電并聯(lián)仿真分析

本算例下風(fēng)機(jī)運(yùn)行工況與系統(tǒng)負(fù)荷水平與5.1小節(jié)相同，將風(fēng)電場內(nèi)機(jī)組分成運(yùn)行工況不同的機(jī)群，分別用風(fēng)電機(jī)群1、風(fēng)電機(jī)群2表示，2個(gè)機(jī)群的動(dòng)態(tài)特性表征風(fēng)電場的動(dòng)態(tài)特性。分別使風(fēng)電機(jī)群1和2在系統(tǒng)頻率動(dòng)態(tài)過程中保持鎖相環(huán)積分參數(shù)不變(ki=0.1)，機(jī)群1內(nèi)風(fēng)電機(jī)組比例參數(shù)kp1=3，機(jī)群2風(fēng)電機(jī)組比例參數(shù)kp2=10；當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生200 MW沖擊負(fù)荷時(shí)頻率響應(yīng)及風(fēng)電出力如圖16所示。

圖16 不同鎖相環(huán)比例參數(shù)下兩風(fēng)機(jī)及系統(tǒng)頻率響應(yīng)Fig.16 DFIG and frequency responses under different PLL proportional parameters

保持鎖相環(huán)比例參數(shù)不變(kp=5)，機(jī)群1風(fēng)電機(jī)組鎖相環(huán)積分參數(shù)ki1=0.1，機(jī)群2風(fēng)電機(jī)組鎖相環(huán)積分參數(shù)ki2=10；系統(tǒng)發(fā)生200 MW沖擊負(fù)荷擾動(dòng)時(shí)系統(tǒng)頻率響應(yīng)及風(fēng)電出力情況如圖17所示。

圖17 不同鎖相環(huán)積分參數(shù)下兩風(fēng)機(jī)及系統(tǒng)頻率響應(yīng)Fig.17 DFIG and frequency responses under different PLL integral parameters

如仿真結(jié)果所示，系統(tǒng)發(fā)生頻率擾動(dòng)后，控制機(jī)群1鎖相環(huán)積分參數(shù)ki1小于機(jī)群2積分參數(shù)ki2，或機(jī)群1鎖相環(huán)比例參數(shù)kp1小于機(jī)群2比例參數(shù)kp2，機(jī)群1的慣量G1(s)大于機(jī)群2的慣量G2(s)，不平衡功率分配系數(shù)M1(s)大于風(fēng)電場2的不平衡功率分配系數(shù)M2(s)，因此機(jī)群1在系統(tǒng)頻率動(dòng)態(tài)過程中承擔(dān)不平衡功率大于機(jī)群2承擔(dān)的不平衡功率，在功率擾動(dòng)過程中發(fā)揮了更大的作用。

6 結(jié)論

本文建立了雙饋風(fēng)電機(jī)組頻率響應(yīng)模型，分析了鎖相環(huán)控制參數(shù)對(duì)其慣量特性影響；建立了2臺(tái)雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)的頻率響應(yīng)模型，分析了多風(fēng)電并聯(lián)系統(tǒng)中不平衡功率分配機(jī)理，推導(dǎo)了不平衡功率在各個(gè)風(fēng)電機(jī)組間分配系數(shù)；建立含雙饋風(fēng)電機(jī)組聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)頻率響應(yīng)模型，并分析功率擾動(dòng)各階段頻率主要影響因素，主要結(jié)論如下。

雙饋風(fēng)電機(jī)慣量特性與鎖相環(huán)控制參數(shù)、轉(zhuǎn)速環(huán)控制參數(shù)及雙饋感應(yīng)電機(jī)轉(zhuǎn)子慣性有關(guān)，其慣量隨著鎖相環(huán)比例，積分參數(shù)減小而增大，在系統(tǒng)發(fā)生功率擾動(dòng)初期優(yōu)化鎖相環(huán)控制參數(shù)，能增大雙饋風(fēng)電機(jī)組慣量，有效抑制系統(tǒng)頻率變化，無須附加控制即能提高系統(tǒng)頻率抗干擾能力。在多機(jī)聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)中，各雙饋風(fēng)電機(jī)組承擔(dān)的不平衡功率近似按照其慣量大小分配，慣量越大的機(jī)組承擔(dān)更多的不平衡功率，對(duì)系統(tǒng)頻率穩(wěn)定性的貢獻(xiàn)也越大。