直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)dq 阻抗模型及穩(wěn)定性分析

肖壘，藺紅

( 新疆大學(xué)電氣工程學(xué)院，烏魯木齊 830047)

0 引言

近年來，以光伏和風(fēng)電為代表的新能源發(fā)電得到了快速發(fā)展和應(yīng)用。其與傳統(tǒng)發(fā)電機(jī)組有所區(qū)別，新能源發(fā)電機(jī)組多采用電力電子變流器接入電網(wǎng)，風(fēng)電機(jī)組控制器與電網(wǎng)相互作用可能引發(fā)新的次同步振蕩［1］( Subsynchronous Oscillation，SSO) 。

目前針對新能源并網(wǎng)穩(wěn)定分析的主要研究多采用頻域下的阻抗分析法。阻抗分析法需要先建立風(fēng)電場并網(wǎng)系統(tǒng)的頻域小信號阻抗模型，然后采用基于阻抗特性的頻域穩(wěn)定判據(jù)來對系統(tǒng)進(jìn)行穩(wěn)定性判定［1］。當(dāng)前，對風(fēng)電場進(jìn)行小信號阻抗建模主要以選取坐標(biāo)系的不同分為兩種方式: 在dq 旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中建模和在abc 三相坐標(biāo)系下建立正負(fù)序模型。

三相( abc) 建模的正負(fù)序小信號阻抗模型采用了諧波線性化的建模方法，得到一維阻抗。文獻(xiàn)［2-3］建立了風(fēng)電機(jī)組的正負(fù)序阻抗模型，并采用基于阻抗特性的奈奎斯特( Nyquist) 判據(jù)來對系統(tǒng)穩(wěn)定性進(jìn)行分析。但，由于風(fēng)電機(jī)組控制器中鎖相環(huán)的動(dòng)態(tài)特性、dq軸控制器結(jié)構(gòu)以及參數(shù)不對稱等因素的影響，正負(fù)序阻抗存在耦合［4］。并且因?yàn)轳詈享?xiàng)的存在使得采用正負(fù)序阻抗模型分析系統(tǒng)穩(wěn)定性的結(jié)果存在誤差。

基于同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)的dq 阻抗模型得到的為二維矩陣模型。其與三相阻抗模型區(qū)別處在于，dq 阻抗模型的二維矩陣非對角元素表現(xiàn)出了控制策略中存在的耦合問題，進(jìn)而能夠得到更準(zhǔn)確的穩(wěn)定性分析結(jié)果。文獻(xiàn)［5-6］建立了逆變器在dq 坐標(biāo)系下的阻抗模型，并基于廣義的奈奎斯特判據(jù)研究了接入電網(wǎng)強(qiáng)弱、鎖相環(huán)帶寬等因素對并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。文獻(xiàn)［7］建立了雙饋風(fēng)電機(jī)組在dq 坐標(biāo)系下的導(dǎo)納模型，結(jié)合廣義奈奎斯特判據(jù)分析了電流環(huán)、鎖相環(huán)等因素對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

文章在計(jì)及網(wǎng)側(cè)變流器鎖相環(huán)特性、內(nèi)部電流環(huán)、直流電壓環(huán)等控制環(huán)節(jié)，綜合考慮交流動(dòng)態(tài)響應(yīng)和功率傳輸特性，推導(dǎo)了適用于次同步振蕩研究的直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)dq 等效阻抗模型。并在PSCAD/EMTDC 軟件環(huán)境中掃頻驗(yàn)證了阻抗建模結(jié)果的正確性。采用一種系統(tǒng)阻抗矩陣行列式的穩(wěn)定判據(jù)，研究了接入交流電網(wǎng)時(shí)直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器內(nèi)部PI控制參數(shù)對并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

1 直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)的阻抗模型

圖1 所示為直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)示意圖。將整個(gè)風(fēng)電場聚合為一臺直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組，風(fēng)電場經(jīng)過匯流變將電能匯集至PCC( Point of Common Coupling) 處與交流電網(wǎng)相連進(jìn)行傳輸并網(wǎng)。

圖1 直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the AC grid-connected system structure of a direct-drive wind farm

直驅(qū)風(fēng)電場的全功率變流器由于其直流側(cè)的電容解耦作用，可將風(fēng)力機(jī)、直驅(qū)永磁發(fā)電機(jī)和機(jī)側(cè)變流器等效為一個(gè)直流電流源［8］。在對并網(wǎng)系統(tǒng)進(jìn)行等效簡化之后，其阻抗建模的重點(diǎn)集中在網(wǎng)側(cè)變流器( Grid-Side Converter，GSC) 和交流傳輸線路，如圖2 所示。

圖2 直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)簡化示意圖Fig.2 Simplified schematic diagram of direct-drive wind farm via AC grid-connected system

1.1 直驅(qū)風(fēng)電場阻抗模型

在建立網(wǎng)側(cè)變流器的阻抗( 導(dǎo)納) 模型時(shí)，選取頻域內(nèi)的電壓/電流偏差ΔU、ΔI作為輸入/輸出，推導(dǎo)出輸入/輸出與控制策略實(shí)際變量之間的關(guān)系，得到呈現(xiàn)導(dǎo)納( 阻抗) 特性的傳遞函數(shù)［9］。

永磁同步發(fā)電機(jī)發(fā)出的有功功率經(jīng)背靠背換流器變頻并網(wǎng)前，需要濾掉換流器產(chǎn)生的高頻諧波，再經(jīng)變壓器提升電壓等級后，經(jīng)交流線路至PCC 點(diǎn)處。

直驅(qū)風(fēng)電場網(wǎng)側(cè)變流器的控制與響應(yīng)如圖3 所示，外環(huán)為電壓環(huán)，內(nèi)環(huán)為電流環(huán)［10］。

圖3 GSC 的控制與響應(yīng)框圖Fig.3 GSC control and response block diagram

網(wǎng)側(cè)變流器出口處電流電壓在dq 同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)下的頻域動(dòng)態(tài)方程為:

式中Rf、Lf為網(wǎng)側(cè)變流器出口處濾波器的等效電阻以及電感。記(Rf+Lf) 為H0(s) ，為書寫方便略去(s) 。

內(nèi)環(huán)采用常規(guī)的解耦dq 電流矢量控制:

式中H1為內(nèi)環(huán)PI 傳遞函數(shù)H1=。

風(fēng)電機(jī)組變流器的開關(guān)頻率高達(dá)數(shù)千赫茲，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于電源頻率( 50 Hz) ，故在這樣的開關(guān)頻率下，變換器輸出可以很快地跟蹤其參考值［11］，即ucd/q= urefcd/q。聯(lián)立式(1) 和式(2) 可得:

對式(3) 進(jìn)行線性化得:

外環(huán)d 軸采用直流母線電壓控制，同時(shí)能對有功功率進(jìn)行控制:

H2為外環(huán)d 軸直流電壓控制PI 傳遞函數(shù)H2=Kp2+。

網(wǎng)側(cè)變流器的功率傳輸特征方程為:

式中Pw為風(fēng)電機(jī)組輸出功率，穩(wěn)態(tài)時(shí)Pw= P0;Pg為注入PCC 處有功功率:Pg=(ugdigd+ ugqigq) 。

外環(huán)q 軸無功控制Q=0，此時(shí)變流器的功率因素為1，即=0 。

上述推導(dǎo)是基于變流器dq 同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系。由于鎖相環(huán)環(huán)節(jié)的存在變流器dq 坐標(biāo)與交流電網(wǎng)dq 坐標(biāo)存在偏差。

鎖相環(huán)( Phase-Locked Loop，PLL) 的輸出是為了追蹤電網(wǎng)電壓的相位，其控制信號傳遞如圖4 所示。

圖4 鎖相環(huán)( PLL) 控制框圖Fig.4 Phase-locked loop ( PLL) control block diagram

在dq 坐標(biāo)變換時(shí)，考慮鎖相環(huán)動(dòng)態(tài)的PPC 處電流電壓與變流器出口電流電壓之間的關(guān)系［12］如下:

式中H3為鎖相環(huán)的PI 參數(shù)H3=;HP是鎖相環(huán)閉環(huán)傳遞函數(shù)，;Δu、Δi為變流器出口處dq 坐標(biāo)下的直流分量，Δug、Δig為電網(wǎng)PCC處dq 坐標(biāo)下的直流分量。

結(jié)合式(3) 、式( 7) 和式( 8) 可得網(wǎng)側(cè)變流器的阻抗模型，即直驅(qū)風(fēng)電場的小信號阻抗模型可表示為:

1.2 交流線路dq 阻抗模型

交流線路dq 坐標(biāo)下的阻抗模型［13］:

式中Rg、Lg為匯流變壓器、線路的等效電阻以及電感; ω0為電網(wǎng)角頻率。

1.3 風(fēng)電機(jī)組交流并網(wǎng)系統(tǒng)dq 阻抗模型

由并網(wǎng)系統(tǒng)拓?fù)溥B接關(guān)系，可得系統(tǒng)dq 阻抗模型:

式中Zs為一個(gè)2 階矩陣，表示直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)在dq 坐標(biāo)系下的阻抗模型。

1.4 風(fēng)電機(jī)組dq 阻抗模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證所建并網(wǎng)系統(tǒng)dq 阻抗模型的準(zhǔn)確性，在PSCAD 軟件中根據(jù)表1 參數(shù)，建立仿真模型，采用掃頻法［14］進(jìn)行驗(yàn)證。

表1 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組控制參數(shù)Tab.1 Direct-drive wind turbine control parameters

步驟分為:

(1) 向系統(tǒng)注入頻率不同、幅值為5%的電壓擾動(dòng);

(2) 測量網(wǎng)側(cè)變換器在dq 坐標(biāo)系下的電流響應(yīng);

(3) 對擾動(dòng)電流和電壓信號進(jìn)行FFT 分析提取相應(yīng)頻率的幅值和相角，將其存儲計(jì)算，進(jìn)行Bode 圖繪制。

直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行控制參數(shù)如表1 所示，將表1數(shù)據(jù)代入式(9) 即可獲得風(fēng)電機(jī)組在dq 坐標(biāo)系下的阻抗解析曲線。

直驅(qū)式風(fēng)電場連接弱交流系統(tǒng)時(shí)可能會出現(xiàn)次同步頻率內(nèi)的振蕩風(fēng)險(xiǎn)，主要研究內(nèi)容針對次同步振蕩。次同步振蕩頻率范圍內(nèi)為2 Hz ～50 Hz［15］，考慮其頻率耦合范圍，故給出1 Hz ～100 Hz 范圍內(nèi)模型解析曲線與仿真掃頻曲線，對所建立的模型進(jìn)行驗(yàn)證，如圖5 和圖6 所示。

圖5 Zdd阻抗模型解析曲線與仿真掃頻曲線Fig.5 Zdd impedance model analytical curve and simulated frequency sweep curve

圖6 Zqq阻抗模型解析曲線與仿真掃頻曲線Fig.6 Zqqimpedance model analytical curve and simulation frequency sweep curve

經(jīng)對比阻抗模型解析曲線和仿真掃頻曲線，其具有良好的一致性，驗(yàn)證了所建立直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組dq 阻抗模型的正確性。

2 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組控制參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性影響

直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)中包含多個(gè)動(dòng)態(tài)元件，系統(tǒng)階數(shù)非常高，在實(shí)際應(yīng)用中，Nyquist 穩(wěn)定判據(jù)的條件過于苛刻，計(jì)算過程較復(fù)雜，許多學(xué)者為了便于電力系統(tǒng)分析的需要，推導(dǎo)出一些基于Nyquist 判據(jù)的衍生穩(wěn)定判據(jù)。

2.1 基于dq 阻抗行列式的穩(wěn)定判據(jù)

基于第一節(jié)中所建立的并網(wǎng)系統(tǒng)dq 阻抗模型Zs，對其行列式D( s) 進(jìn)行分析，采用下述穩(wěn)定判據(jù)［16］為:

(1) 當(dāng)D(s) 虛頻曲線從負(fù)向正穿越過零點(diǎn)時(shí)，如果Re［D( jωr) ］＞0，SSO 穩(wěn)定;反之，SSO 不穩(wěn)定;

(2) 當(dāng)D(s) 虛頻曲線從正向負(fù)穿越過零點(diǎn)時(shí)，如果Re［D( jωr) ］＞0，SSO 不穩(wěn)定;反之，SSO 穩(wěn)定。

其中ωr為D(s) 過零點(diǎn)頻率。

2.2 電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

風(fēng)電機(jī)組的阻抗特性與網(wǎng)側(cè)控制器內(nèi)部的參數(shù)有著密切的關(guān)系，從而會導(dǎo)致系統(tǒng)阻抗特性的不同。本文主要分析直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組控制器PI 參數(shù)對并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

2.2.1 電流內(nèi)環(huán)比例參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

電流內(nèi)環(huán)比例參數(shù)Kp1變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線如圖7 所示，當(dāng)電流內(nèi)環(huán)比例參數(shù)Kp1=1.08 時(shí)，虛頻曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率12.5 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為－0.35 為負(fù)數(shù)，故SSO 穩(wěn)定。

圖7 Kp1變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線Fig.7 Real frequency curve and imaginary frequency curve of impedance determinant when Kp1 changes

當(dāng)電流內(nèi)環(huán)比例參數(shù)Kp1=0.9 時(shí)，虛頻曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率15.3 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為－0.17 為負(fù)數(shù)，故SSO 穩(wěn)定。

當(dāng)電流內(nèi)環(huán)比例參數(shù)Kp1=0.45 時(shí)，虛頻曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率19.1 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為0.54 為正數(shù)，SSO 不穩(wěn)定。

對比電流內(nèi)環(huán)PI 比例參數(shù)Kp1從1.08 減小至0.45，系統(tǒng)的狀態(tài)由穩(wěn)定到失穩(wěn)，可知隨著Kp1的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，并且振蕩頻率變大。

2.2.2 電流內(nèi)環(huán)積分參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

電流內(nèi)環(huán)積分參數(shù)Ki1變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線如圖8 所示，當(dāng)電流內(nèi)環(huán)積分參數(shù)Ki1=75時(shí)，虛頻曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率22.3 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為－0.34 為負(fù)數(shù)，SSO 穩(wěn)定。

圖8 Ki1變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線Fig.8 Real frequency curve and imaginary frequency curve of impedance determinant when Ki1 changes

當(dāng)電流內(nèi)環(huán)積分參數(shù)Ki1=50 時(shí)，虛頻曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率15.3 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為－0.17 為負(fù)數(shù)，SSO 穩(wěn)定。

當(dāng)電流內(nèi)環(huán)積分參數(shù)Ki1=20 時(shí)，虛頻曲線由負(fù)向正過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率10.7 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為－0.11 為負(fù)數(shù)，SSO 不穩(wěn)定。

對比電流內(nèi)環(huán)PI 積分參數(shù)Ki1從75 減小至20，系統(tǒng)的狀態(tài)由穩(wěn)定到失穩(wěn)，可知隨著Ki1的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，并且振蕩頻率變小。

2.3 直流電壓外環(huán)控制參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

2.3.1 直流電壓外環(huán)比例參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

直流電壓外環(huán)比例參數(shù)Kp2變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線如圖9 所示，當(dāng)直流電壓環(huán)比例控制參數(shù)Kp2=15 時(shí)，虛頻曲線由負(fù)向正過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率11.4 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為0.86 為正數(shù)，SSO 穩(wěn)定。

圖9 Kp2變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線Fig.9 Real frequency curve and imaginary frequency curve of impedance determinant when Kp2 changes

當(dāng)直流電壓環(huán)比例控制參數(shù)Kp2=10 時(shí)曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率15.3 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為－0.17 為負(fù)數(shù)，SSO 穩(wěn)定。

當(dāng)直流電壓環(huán)比例控制參數(shù)Kp2=7 時(shí)曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛頻曲線過零點(diǎn)頻率23.3 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為0.82 為正數(shù)，SSO 不穩(wěn)定。

對比直流電壓外環(huán)PI 比例參數(shù)Kp2從15 減小至7，系統(tǒng)的狀態(tài)由穩(wěn)定到失穩(wěn)，可知隨著Kp2的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，且振蕩頻率變大。

2.3.2 直流電壓外環(huán)積分參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

直流電壓外環(huán)積分參數(shù)Ki2變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線如圖10 所示，當(dāng)直流電壓環(huán)積分控制參數(shù)Ki2=1500 時(shí)曲線由負(fù)向正過零點(diǎn)，虛頻曲線過零點(diǎn)頻率24.4 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為0.19為正數(shù)，SSO 穩(wěn)定。

圖10 Ki2變化時(shí)阻抗行列式實(shí)頻曲線與虛頻曲線Fig.10 Real frequency curve and imaginary frequency curve of impedance determinant when Ki2 changes

當(dāng)直流電壓環(huán)積分控制參數(shù)Ki2=1000 時(shí)曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛頻曲線過零點(diǎn)頻率15.3 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為－0.17 為負(fù)數(shù)，SSO 穩(wěn)定。

當(dāng)直流電壓環(huán)積分控制參數(shù)Ki2=700 時(shí)，虛頻曲線由正向負(fù)過零點(diǎn)，虛部過零點(diǎn)頻率12.6 Hz，對應(yīng)頻率處實(shí)頻曲線值為0.78 為正數(shù)，SSO 不穩(wěn)定。

對比直流電壓外環(huán)PI 積分參數(shù)Ki2從1500 減小至700，系統(tǒng)的狀態(tài)由穩(wěn)定到失穩(wěn)，可知隨著Ki2的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，并且振蕩頻率變小。

3 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組交流并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定性分析

在PSCAD 中建立直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組接入無窮大系統(tǒng)仿真模型，系統(tǒng)接線圖如圖1 所示，風(fēng)電機(jī)組出力為1MW，變流器控制參數(shù)如表1 所示。由上一節(jié)分析，改變電流內(nèi)環(huán)PI 比例參數(shù)Kp1=0.45 和電流內(nèi)環(huán)PI 積分參數(shù)Ki1=20，其風(fēng)電機(jī)組功率如圖11 所示，分別對比Kp1=0.9、Ki1=50，皆發(fā)現(xiàn)其有功功率出現(xiàn)一定程度的振蕩，明顯地當(dāng)Kp1=0. 45 時(shí)其振蕩頻率大于當(dāng)Ki1=20 時(shí)的振蕩頻率，并且有功功率振幅也略高?？芍娏鲀?nèi)環(huán)控制參數(shù)中比例參數(shù)對穩(wěn)定性影響較大。

圖11 內(nèi)環(huán)控制參數(shù)( Kp1，、Ki1) 變化時(shí)功率圖Fig.11 Power diagram when inner loop control parameters ( Kp1，Ki1) change

類似的，改變直流電壓外環(huán)PI 比例參數(shù)Kp2=7 和直流電壓外環(huán)PI 積分參數(shù)Ki2=700，其風(fēng)電機(jī)組功率如圖12 所示，分別對比Kp2=10、Ki2=1000，皆發(fā)現(xiàn)其有功功率出現(xiàn)一定程度的振蕩，明顯地當(dāng)Kp2=7 時(shí)其振蕩頻率大于當(dāng)Ki2=700 時(shí)的振蕩頻率，并且有功功率振幅也略高?？芍绷麟妷和猸h(huán)控制參數(shù)中比例參數(shù)對穩(wěn)定性影響較大。

圖12 外環(huán)控制參數(shù)( Kp2，、Ki2) 變化時(shí)功率圖Fig.12 Power diagram when outer loop control parameters ( Kp2，Ki2) change

4 結(jié)束語

文章建立了直驅(qū)風(fēng)電場經(jīng)交流并網(wǎng)系統(tǒng)在dq 坐標(biāo)系下的阻抗矩陣模型，采用基于系統(tǒng)阻抗矩陣行列式的穩(wěn)定判據(jù)，分析了接入交流電網(wǎng)時(shí)風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器內(nèi)外環(huán)控制器參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。主要結(jié)論如下:

(1) 隨著電流內(nèi)環(huán)PI 控制參數(shù)比例Kp1的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生次同步振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，并且振蕩頻率變大;

(2) 隨著電流內(nèi)環(huán)PI 控制參數(shù)積分Ki1的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生次同步振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，并且振蕩頻率變小;

(3) 隨著直流電壓外環(huán)PI 比例參數(shù)Kp2的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生次同步振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，并且振蕩頻率變大;

(4) 隨著直流電壓外環(huán)PI 積分參數(shù)Ki2的減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低，發(fā)生次同步振蕩的風(fēng)險(xiǎn)升高，并且振蕩頻率變小;

(5) 直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組控制器的比例參數(shù)Kp對穩(wěn)定性影響較大，并隨著Kp的減小，SSO 風(fēng)險(xiǎn)升高，但振蕩頻率變大。隨著積分參數(shù)Ki的減小，SSO 風(fēng)險(xiǎn)升高，但振蕩頻率變小，若要保持并網(wǎng)系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行，控制器參數(shù)不能設(shè)置過小。