基于雙饋風機抗阻比的次同步振蕩抑制策略

李志軍，劉 洋，張家安

（1. 河北工業(yè)大學河北省電磁場與電器可靠性重點實驗室，天津 300130；2. 河北工業(yè)大學省部共建電工裝備可靠性與智能化國家重點實驗室，天津 300130；3. 河北工業(yè)大學人工智能與數(shù)據(jù)科學學院，天津 300130）

0 引言

雙饋風電場經(jīng)串聯(lián)補償電容并網(wǎng)容易產(chǎn)生次同步諧振SSR（Sub-Synchronous Resonance）／次同步振蕩SSO（Sub-Synchronous Oscillation），進而引發(fā)電力系統(tǒng)事故。美國德克薩斯州南部電網(wǎng)和我國華北沽源風電場分別在2009 年和2012 年發(fā)生了風電場與串聯(lián)補償電容交互作用引發(fā)的SSO，導致大面積風機脫網(wǎng)［1-2］。因此，開展SSO 及其相關(guān)抑制技術(shù)的研究具有重要的現(xiàn)實意義和應(yīng)用價值。

文獻［3-4］結(jié)合感應(yīng)發(fā)電機效應(yīng)IGE（Induction Generator Effect）和次同步控制相互作用SSCI（Sub-Synchronous Control Interaction），分析了雙饋風機發(fā)生SSO 的機理；文獻［5-6］利用特征值分析法和閉環(huán)極點穩(wěn)定性判據(jù)，給出了在雙饋風電場中判斷SSO 穩(wěn)定性的方法。在已有研究中，抑制SSO 的方法主要分為基于轉(zhuǎn)子側(cè)變流器RSC（Rotor Side Converter）、網(wǎng)側(cè)變流器GSC（Grid Side Converter）和柔性交流輸電系統(tǒng)FACTS（Flexible AC Transmis?sion System）設(shè)備的阻尼控制3 類。在風機RSC 控制系統(tǒng)中附加次同步阻尼控制SSDC（Sub-Synchronous Damping Control）的方式來抑制SSO，可以取得一定的效果，如：文獻［7］和文獻［8］分別以轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速偏差和轉(zhuǎn)子dq軸電流為輸入控制信號ICS（Input Control Signal），在轉(zhuǎn)子側(cè)控制器中附加SSDC 成功抑制了SSO。在系統(tǒng)回路中等效串聯(lián)接入虛擬阻抗，轉(zhuǎn)子側(cè)阻尼控制會影響發(fā)電機的動態(tài)特性［9］，并可能增強系統(tǒng)的其他振蕩模態(tài)［10］，導致其增益限制在特定的范圍內(nèi)，抑制效果有限。

由于FACTS 設(shè)備遠離風電場且大多以并聯(lián)方式接入，利用其抑制SSO 的技術(shù)也日漸成熟。文獻［11］利用靜態(tài)同步補償器，以接入點電壓作為阻尼控制的輸入來抑制SSO，但并未揭示相位補償參數(shù)的確定方法。相比于線路電壓，線路電流具有更好的信噪比，能夠更加有效地提取出諧振成分用于抑制SSO。文獻［12］以線路電流為ICS，提出了基于電壓源逆變器的SSO 抑制策略，但同樣未解釋相位補償參數(shù)的確定方法和依據(jù)。同時，F(xiàn)ACTS 設(shè)備的造價昂貴，且占地面積大，在抑制SSO 的實際應(yīng)用中受到限制。

類似于FACTS 設(shè)備，風機GSC 的SSDC 也以并聯(lián)方式抑制SSO，無需借助額外設(shè)備，同時不影響發(fā)電機在工頻下的動態(tài)特性，相較于其他2 類方法具有更高的應(yīng)用價值。已有研究大多以轉(zhuǎn)子角頻率偏差Δωr為ICS［13］，由于Δωr中的振蕩分量很小，相應(yīng)SSDC 的增益取值非常大，可能導致系統(tǒng)超同步振蕩模式失穩(wěn)［10］。文獻［13］從定轉(zhuǎn)子附加轉(zhuǎn)矩的角度解釋了基于Δωr的SSDC 作用機理，但缺少明確的傳遞函數(shù)關(guān)系和物理意義，且其增益不易確定。文獻［9，14］將靜止同步補償器（STATCOM）中基于線路電流為ICS 的SSDC 應(yīng)用到GSC 控制器中，在標幺化的控制環(huán)中方便地實現(xiàn)了SSDC設(shè)計，但缺少相關(guān)理論依據(jù)分析和相位補償參數(shù)的設(shè)計方法。

本文針對傳統(tǒng)的以Δωr為ICS的SSDC，基于雙饋風機的抗阻比提出了一種以線路電流為ICS 的改進阻尼控制方法。以沽源和Cenizo 風電場發(fā)生的SSO事故為算例，基于系統(tǒng)的復(fù)頻域電路阻抗模型分析雙饋風電場-串聯(lián)補償輸電系統(tǒng)產(chǎn)生SSO 的機理；將GSC的SSDC等效為虛擬阻抗，給出雙饋風機在不同抗阻比下補償角度的確定方法及在不同補償角度下抑制SSO 的作用原理；最后，在MATLAB／Simulink平臺上搭建時域仿真模型，對不同的補償角度和雙饋風機抗阻比進行仿真分析，驗證所提基于雙饋風機抗阻比的阻尼控制方法的有效性。

1 SSO機理分析

1.1 雙饋風電場-串聯(lián)補償輸電系統(tǒng)模型

鑒于風能資源的分布特性，風電場往往位于偏遠地區(qū)，由于輸電線路較長，無法忽略線路電感，且會導致送出端電壓下降。在實際工程中，為了抵消線路感抗，通常在線路中增加串聯(lián)補償電容。以沽源風電場為代表的雙饋風電場-串聯(lián)補償輸電系統(tǒng)的拓撲結(jié)構(gòu)見附錄A 圖A1。由n臺額定功率為1.5 MW 的雙饋風機組成的風電場，經(jīng)3 臺升壓變壓器和串聯(lián)補償輸電線路接入電網(wǎng)。

利用串聯(lián)補償電容補償線路壓降的方法簡單有效。但風電系統(tǒng)并網(wǎng)發(fā)電運行時對外呈感性，會與串聯(lián)補償電容相互作用構(gòu)成串聯(lián)LC 諧振回路，可能導致SSO的發(fā)生。SSO主要分為IGE、SSCI和次同步扭矩相互作用SSTI（Sub-Synchronous Torsion Interaction）3 類。根據(jù)SSO 的分類依據(jù)［4］，基于背靠背變流器的雙饋風電場SSO 往往同時包含IGE 和SSCI，具體分析可參考文獻［3-5］，本文不再贅述。

1.2 SSO機理分析

在整個次同步頻段內(nèi)，由于雙饋風機GSC 支路的等效阻抗為正且幅值遠大于定轉(zhuǎn)子支路阻抗［15］，使得并聯(lián)后的風機總等效阻抗仍與定轉(zhuǎn)子支路阻抗近似相等。因此，GSC 支路的等效阻抗對諧振頻率及SSO 的收斂性幾乎沒有影響。在分析雙饋風機等效阻抗模型時，GSC支路通常被等效為開路［15］。

次同步頻段內(nèi)簡化的雙饋風機Ⅲ型阻抗模型如式（1）所示［15］。

式中：Zdfig為雙饋風機的等效阻抗；ωp、ωs分別為諧振電流、定子電流的角頻率；ωr為轉(zhuǎn)子角頻率；Rs、Rr分別為定、轉(zhuǎn)子電阻；Lls、Llr分別為定、轉(zhuǎn)子漏感；Kip、Kii分別為RSC電流內(nèi)環(huán)調(diào)節(jié)器的比例、積分系數(shù)；Kd為d、q軸的交叉耦合項，具體計算式可參考文獻［16］；σp為次同步轉(zhuǎn)差率。

為了進一步簡化分析，可以將式（1）中的電阻、電感部分在復(fù)頻域內(nèi)分別等效為Rd和sLd兩部分，據(jù)此得到雙饋風電場-串聯(lián)補償輸電系統(tǒng)在復(fù)頻域下的等效阻抗電路圖，如圖1所示。圖中：Rg、Lg分別為線路電阻、電感；C為串聯(lián)補償電容；Isub(s)為次同步電流；U(s)為復(fù)頻域下僅考慮次同步電流時的總電壓。由圖1可得：

圖1 系統(tǒng)等效阻抗電路圖Fig.1 Equivalent impedance circuit diagram of system

在諧振頻率處容抗和感抗之和為0，因此可得該條件下諧振點的等效阻抗Zsub為：

當Rd+Rg<0 時，系統(tǒng)諧振電流會因負電阻特性而逐漸放大，最終導致發(fā)生功率振蕩。

2 基于補償角度的阻尼控制機理分析

2.1 阻尼控制分析

GSC 支路的等效阻抗遠大于定轉(zhuǎn)子支路阻抗，因此在分析SSO 時將GSC 支路等效為開路。在GSC控制器中加入SSDC 后，選擇特定的ICS 可以等效為在電路中并聯(lián)受控電流源［12，17］。以次同步電流信號作為ICS，補償一定的角度后將其加入電流控制內(nèi)環(huán)可視為受控電流源，以改變GSC支路的等效阻抗，從而抑制SSO。加入SSO 阻尼控制后系統(tǒng)的等效阻抗電路圖如圖2所示。由圖可得：

圖2 加入阻尼控制后系統(tǒng)等效阻抗電路圖Fig.2 Equivalent impedance circuit diagram of system with damping control

式中：k′為對電流相位補償后的等效增益，根據(jù)對線路電流相位的補償角度θ，可將其等效分解為與原有電流同相位和超前90°兩部分，如式（6）所示；k為受控電流源對輸入諧振電流的等效增益。

聯(lián)立式（5）和式（6）并化簡可得等效阻抗Zsub為：

由式（7）可知，阻尼控制最終被等效為串聯(lián)在電路中的一個電阻和一個電感／電容，等效阻抗的幅值與k及雙饋風機的阻抗成正比。式（7）中的實部代表系統(tǒng)總電阻，其取值的正負決定了SSO 能否收斂，所以當θ變化時，阻尼控制被等效為大小不同的正／負電阻。當式（7）的實部為正時，系統(tǒng)呈現(xiàn)正阻抗，會使SSO收斂。

2.2 補償角度及雙饋風機抗阻比分析

令x=ωpLd/|Rd|為次同步角頻率ωp下雙饋風機的等效電抗與等效電阻之比（即抗阻比），當發(fā)生SSO 時，次同步頻段內(nèi)Rd<0，因此|Rd|=-Rd，則有ωpLd=-xRd，將其代入式（7）可得：

在k不變且k>0 的情況下，應(yīng)最大化電阻部分的等效增益cosθ+xsinθ，盡量避免電抗部分的等效增益sinθ-xcosθ為負。由式（1）可知，抗阻比x與轉(zhuǎn)子角頻率、諧振頻率等多個參數(shù)為非線性關(guān)聯(lián)。當雙饋風機處于發(fā)生SSO 的臨界狀態(tài)時，等效負電阻可能很小，此時抗阻比很大，可以近似為無窮大；當諧振頻率較?。ㄒ阎腟SO 事件中最小值為4.9 Hz）而轉(zhuǎn)子角頻率ωr很?。▽?yīng)的輸出有功功率約為0.3 p.u.）時，雙饋風機的感抗因諧振頻率很小而大幅減小，而等效負電阻因次同步轉(zhuǎn)差率σp很大而變大，抗阻比可能變?yōu)樾∮? 的某一數(shù)值。以文獻［2］中風機的阻抗參數(shù)為例，在SSO 頻率為5～30 Hz、轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為0.8～1.2 p.u.的條件下，抗阻比x∈（0.21，5.35）。選取該范圍內(nèi)的4 個抗阻比取值，可得等效增益隨θ的變化關(guān)系如圖3所示。

圖3 等效增益隨θ的變化曲線Fig.3 Variation curves of equivalent gain vs. θ

由圖3（a）可看出，當抗阻比不同時，等效正電阻最大值處的θ也不同。通過求導可以得到θ的最大值θmax=arctanx，其與雙饋風機的抗阻比x正相關(guān)。同時，等效正電阻在［θmax-90°，θmax）范圍內(nèi)與θ負相關(guān)，在［θmax，θmax+ 90°］范圍內(nèi)與θ正相關(guān)。結(jié)合圖3（b）可知，θmax處的等效電抗為0，而在［θmax，θmax+90°］范圍內(nèi)SSDC 被等效為電感，且隨著θ的增大而增大。等效電感可以使系統(tǒng)的串聯(lián)補償度減小，進而減小SSO 頻率和次同步轉(zhuǎn)差率σp，進一步減小雙饋風機的等效電阻Rd。

設(shè)SSDC 附加的虛擬電阻和感抗分別為ΔR和ΔXL，將因ΔXL的作用使風機等效負電阻減小的電阻變化量設(shè)為ΔR′。在［θmax，θmax+90°］范圍內(nèi)，隨著θ的增大，ΔR會減小而ΔR′增大。結(jié)合文獻［5］可知，隨著θ的增加，ΔR的減少量大于ΔR′的增加量。要取得SSDC 總電阻的最大值，應(yīng)優(yōu)先使ΔR更大。在實際SSDC 的設(shè)計中，為了避免計算誤差使補償角度θ偏移至［θmax-90°，θmax）范圍內(nèi)，θ取值應(yīng)略大于θmax。

3 GSC的SSDC設(shè)計

3.1 SSDC分析及設(shè)計

不同于文獻［7，13］中以轉(zhuǎn)子角頻率偏差Δωr為ICS，以線路電流為ICS 的SSDC 需要在abc坐標系下進行SSO 成分提取和相位補償，然后將其轉(zhuǎn)換為dq坐標系下的電流控制信號并饋入GSC的電流控制環(huán)中。在標幺化后的控制環(huán)內(nèi)，可以更簡單地確定以線路電流為ICS的SSDC的增益k，且由第2節(jié)分析可知，增益k具有更明確的物理意義。

基于文獻［9，16］中的設(shè)計方法，得到改進SSDC的結(jié)構(gòu)框圖如圖4 所示。圖中：ILabc為線路電流；Icgdq、Icgdqref分別為GSC 支路電流及其參考值；GH(s)、GL(s)、GB(s)、GPS(s)分別為高通濾波器、低通濾波器、工頻陷波器、相位補償器的傳遞函數(shù)；ωH、ωL分別為高通濾波器、低通濾波器的截止角頻率；ω0為工頻角頻率；TP為GPS(s)的待設(shè)計參數(shù)。由圖4可以看出，SSDC 中帶通濾波器由高通濾波器、低通濾波器和工頻陷波器三部分串聯(lián)組成，用以提取ICS 中的SSO 成分。含SSDC 的雙饋風機GSC 控制框圖見附錄A圖A2。

圖4 改進SSDC的結(jié)構(gòu)框圖Fig.4 Structure diagram of improved SSDC

設(shè)角頻率為ωp的SSO 成分在帶通濾波器下的延遲角為φΒP(ωp)，相位補償器需要補償φΒP(ωp)和參考補償角度θ，實際補償角度φ(ωp)=θ-φΒP(ωp)。已知實際補償角度φ(ωp)后，根據(jù)相位補償器的相頻特性反解可以求得TP，如式（9）所示［18］。

根據(jù)φ(ωp)設(shè)計所得TP，可以使最終輸出信號與輸入之間的相位差為參考補償角度θ。根據(jù)第2節(jié)的分析，當θ∈（θmax，θmax+10°）時，SSDC的等效電阻較大且電整體呈感性，在有限的GSC 容量下能最大限度地抑制SSO。

3.2 SSDC魯棒性分析

SSDC 的輸入信號經(jīng)帶通濾波器提取后，輸出對應(yīng)的控制信號。當系統(tǒng)發(fā)生擾動時，若未發(fā)生SSO，則經(jīng)帶通濾波器后的控制信號可以近似為0，此時SSDC 不作用，對干擾無響應(yīng)；若發(fā)生SSO 且振蕩頻率不變，則SSDC 發(fā)揮作用以抑制SSO；若發(fā)生SSO且振蕩頻率發(fā)生變化，則考慮不同振蕩頻率對帶通濾波器的相位響應(yīng)不同，在設(shè)計濾波器的截止角頻率時盡可能遠離風電場的主要SSO 頻段，以減小頻率變化對濾波器相位響應(yīng)的影響。同時在設(shè)計補償角度θ時，根據(jù)濾波器在SSO 頻段邊界角頻率處的相位偏移，留有相應(yīng)的相位裕度，以保證實際SSO 頻段內(nèi)的補償角度始終略大于θmax，使其等效電阻為正的同時整體呈感性，此時的阻尼控制具有良好的魯棒性。

4 仿真驗證

本文所研究的SSO 模態(tài)由整座風電場的等效阻抗與線路相互作用形成。考慮到風電場內(nèi)包含的大多是同一型號的風機，且大多直接連接到母線，不同風機的運行狀態(tài)與風電場內(nèi)局部線路的阻抗參數(shù)對SSO 的影響很小，所以為了簡化模型，在仿真模型中進一步用n臺參數(shù)和運行狀態(tài)相同的小容量風機模型等值風電場［19-20］。

4.1 算例1

以2012 年年底在沽源風電場-串聯(lián)補償輸電系統(tǒng)發(fā)生的頻率為7.1 Hz 的SSO 事故為算例1。在MATLAB／Simulink 平臺上搭建圖A1所示的仿真模型，其中雙饋風機模型來源于MATLAB／demo 中的Wind Farm-DFIG Detailed Model。輸電線路以及發(fā)電機參數(shù)均來源于沽源風電場的真實數(shù)據(jù)［2，19］。其他相關(guān)參數(shù)如附錄A表A1所示。

風機運行在轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1.12 p.u.的狀態(tài)（風速為固定值10.3 m／s），無功參考給定為0。在20 s 時投入串聯(lián)補償電容，系統(tǒng)發(fā)生頻率為7.1 Hz的SSO。算例1的SSO頻段為5～10 Hz，根據(jù)圖4所示SSDC結(jié)構(gòu)框圖和3.2 節(jié)的分析，設(shè)計ωH、ωL、ω0的取值分別為2×2π、45×2π、50×2π rad／s，帶通濾波器的Bode 圖見附錄A 圖A3。由圖可知，頻率為7.1 Hz 的SSO 成分在濾波器下的延遲角φΒP(7.1×2π)=-0.4°?；诒鞟1 和文獻［19］中風機的阻抗參數(shù)，根據(jù)式（1）和式（2）可計算得到抗阻比x≈1.8，進而得到θmax=61°。

為了驗證第2 節(jié)中抗阻比x和補償角度θ與SSDC 等效阻抗的關(guān)系，當附加SSDC 時，分別取θ為46°、61°、76°，對應(yīng)的實際補償角度φ(7.1 × 2π)分別為46.4°、61.4°、76.4°（將其分別記為情形1—3）。SSDC 的增益k=0.7 時，得到情形1—3 以及未附加SSDC（情形4）下單臺風機的輸出有功功率，如圖5所示。采用MATLAB 中的快速傅里葉變換（FFT）工具得到4種情形下線路電流的部分頻譜如表1所示，具體電流頻譜分析結(jié)果見附錄A 圖A4。當選取波形的周期數(shù)恰當時，F(xiàn)FT 的電流頻譜中諧波幅值與基波幅值之比應(yīng)只在SSO 頻率處有較大的取值。而為了避免由FFT 時間窗選取帶來的誤差，均選取接入電容后的相同周期數(shù)范圍內(nèi)的電流波形作為分析依據(jù)。當選取的周期數(shù)不恰當時，電流頻譜會因柵欄效應(yīng)導致實際SSO 頻率附近的幾個頻率處出現(xiàn)頻譜泄露［21］，且越接近實際SSO 頻率處的諧波幅值與基波幅值之比越大［22］。根據(jù)電流頻譜中諧波幅值與基波幅值之比取值最大對應(yīng)的2 個頻率，可以估算得到實際的SSO 頻率，反映SSO 頻率的變化趨勢。根據(jù)SSO 頻率的變大／變小情況，可以判斷SSDC 的電抗部分呈現(xiàn)容性／感性。根據(jù)有功功率收斂時的振蕩幅值，可以判斷SSDC等效正電阻的大小。

圖5 4種情形下單臺風機的輸出有功功率Fig.5 Output active power of single wind turbine generator under four conditions

表1 4種情形下線路電流的部分頻譜Table 1 Part spectrum of line current under four conditions

由圖5 可知：情形1—3 下SSDC 均對SSO 引起的功率振蕩起到顯著的抑制作用，即等效電阻均為正；當附加SSDC 且補償角度θ=61°時，功率振蕩幅度最小，表明此時等效正電阻最大。由表1 可知：當附加SSDC 且補償角度θ=46°時，SSO 頻率在7.14～7.86 Hz 范圍內(nèi)，相比于未附加SSDC 的情形4，SSO頻率有所增大，表明此時SSDC 的等效電抗呈容性，增加了串聯(lián)補償度使得SSO 頻率升高；當附加SSDC且補償角度θ=61° 時，SSO 頻率變化很小，維持在7.1 Hz 左右，SSDC 的等效電抗較小，可近似為純電阻；當附加SSDC 且補償角度θ=76° 時，SSO 頻率在6.42～7.14 Hz范圍內(nèi)，表明SSDC的等效電抗呈感性。上述結(jié)果與前文的推論一致。

4.2 算例2

以2017 年美國Cenizo 風電場因Lobo-Cenizo 線路斷路與串聯(lián)補償輸電線路發(fā)生了頻率為22.5 Hz的SSO 事故［14］為算例2，進一步驗證本文所提SSDC設(shè)計方法的有效性。Cenizo風電場經(jīng)575 V／34.5 kV變壓器、34.5 kV／345 kV 變壓器和串聯(lián)補償輸電線路并入N Edinburg 電網(wǎng)。線路及風機參數(shù)參考文獻［14］。根據(jù)濾波器參數(shù)ωH、ωL、ω0取值分別為5×2π、55×2π、60×2π rad／s，可求得φΒP(22.5×2π)=-37°，帶通濾波器的Bode圖見附錄A圖A5。

同理計算得到抗阻比x≈0.90，θmax=42°。當附加SSDC 時，分別取θ為32°、42°、52°，對應(yīng)的實際補償角度φ(22.5×2π)分別為69°、79°、89°（將其分別記為情形A、B、C）。由于串聯(lián)補償度較大，取SSDC的增益k=1.2 以增強抑制效果。在9 s 時投入串聯(lián)補償電容，得到上述3 種情形以及未附加SSDC（情形D）下單臺風機的輸出有功功率，如圖6 所示。線路電流主要頻率范圍內(nèi)的FFT 頻譜分析結(jié)果如表2所示，具體電流頻譜分析結(jié)果見附錄A圖A6。

由圖6 和表2 可知：在情形A、B、C 下，風機的輸出有功功率均能收斂，表明SSDC 的等效電阻均為正；當附加SSDC 且補償角度θ=θmax=42° 時（情形B），輸出有功功率的收斂速度最快，此時頻率為22.500 0 Hz 的電流占比最大，表明SSO 頻率相比未附加SSDC 時變化很小，SSDC 被等效為純電阻；當附加SSDC 且補償角度θ=32°時（情形A），頻率為24.642 9 Hz 的電流占比最大，即SSO 頻率升高，表明SSDC 等效阻抗此時呈容性，且等效正電阻減小，因此相比于情形B和情形C，情形A的收斂速度最慢且振蕩幅度最大；當附加SSDC 且補償角度θ=52°時（情形C），頻率為20.357 1 Hz 的電流占比最大，即SSO 頻率減小至20.35 Hz 左右，表明SSDC 等效阻抗此時呈感性。

圖6 4種情形下單臺風機的輸出有功功率Fig.6 Output active power of single wind turbine generator under four conditions

表2 4種情形下線路電流的部分頻譜Table 2 Part spectrum of line current under four conditions

5 結(jié)論

本文利用雙饋風機的復(fù)頻域電路阻抗模型分析了雙饋風電系統(tǒng)中產(chǎn)生SSO的原理。通過將GSC的SSDC 等效為電流源，在考慮風機抗阻比和ICS 補償角度的條件下，分析了阻尼控制的作用機理，提出了一種便于設(shè)計的改進阻尼控制方法，通過算例仿真進行驗證，所得結(jié)論如下。

1）對于以線路電流作為ICS 設(shè)計的阻尼控制，其最佳補償角度與雙饋風機自身在該SSO 頻率下的抗阻比x有關(guān)，且最佳補償角度θmax=arctanx，此時SSDC 被等效為純正電阻；當θ∈［θmax，θmax+90°］時，SSDC 被等效為正電阻和電感；當θ∈［θmax-90°，θmax）時，SSDC被等效為正電阻和電容。

2）當SSO 頻率較低時，次同步轉(zhuǎn)差率σp較大導致風機的負電阻較小，補償角度θ可以在相當大的范圍內(nèi)有效抑制SSO；當SSO 頻率較高時，σp較小，此時風機的負電阻較大，SSDC 的增益k應(yīng)增大，在考慮相位裕度的情況下，θ應(yīng)略大于最佳補償角度θmax。

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