水輪發(fā)電機(jī)組抑制超低頻振蕩的阻尼控制參數(shù)優(yōu)化研究

周鑫，和鵬，何鑫

(云南電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，昆明 650217 )

0 前言

云南電網(wǎng)與南方電網(wǎng)魯西背靠背直流異步聯(lián)網(wǎng)工程常規(guī)直流單元建成，實(shí)現(xiàn)了首個(gè)省級(jí)電網(wǎng)與大區(qū)域電網(wǎng)實(shí)現(xiàn)異步互聯(lián)。為測試異步聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行能力，開展了云南異步聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)性整體實(shí)驗(yàn)。在第一次試驗(yàn)中，云南電網(wǎng)出現(xiàn)了長時(shí)間、大幅度的超低頻現(xiàn)象，范圍在49.9 ～50.1Hz 之間，振蕩周期約為20s。在退出小灣、糯扎渡等水利電廠的一次調(diào)頻后，系統(tǒng)頻率恢復(fù)正常[1-2]。研究表明超低頻振蕩主要由于大量的水電機(jī)組的水錘效應(yīng)和調(diào)速系統(tǒng)引起的負(fù)阻尼所致。調(diào)整水電機(jī)組調(diào)速器PID參數(shù)和控制調(diào)速器死區(qū)可以有效抑制超低頻振蕩[3]。

已有研究表明在直流孤島運(yùn)行方式下，也存在類似超低頻振蕩的現(xiàn)象。文獻(xiàn)[4]針對(duì)錦蘇直流送端孤島中的超低頻振蕩問題，建立了基于直流孤島系統(tǒng)的調(diào)速器分析模型，從頻域的角度研究調(diào)速器穩(wěn)定性的影響因素。文獻(xiàn)[5]通過特征根和時(shí)域仿真的方法對(duì)孤島系統(tǒng)中的超低頻振蕩進(jìn)行了分析和排查，表明了超低頻振蕩是由于孤島中調(diào)速系統(tǒng)引起的機(jī)械振蕩模式。文獻(xiàn)[6-7]分別從單機(jī)系統(tǒng)和多機(jī)系統(tǒng)分析了振蕩頻率、阻尼等關(guān)鍵因素，采用相量圖的方法說明了超低頻振蕩的功率更多表現(xiàn)為機(jī)械振蕩，并且提出了一種適用于超低頻振蕩分析的將多機(jī)系統(tǒng)等值為單機(jī)系統(tǒng)的等值方法，研究分析了多機(jī)系統(tǒng)中各發(fā)電機(jī)的阻尼特性。文獻(xiàn)[8-11]指出特高壓直流送出系統(tǒng)的運(yùn)行控制是極其復(fù)雜的，在系統(tǒng)由聯(lián)網(wǎng)轉(zhuǎn)孤網(wǎng)運(yùn)行時(shí)，容易出現(xiàn)頻率振蕩等一系列問題，其中調(diào)速系統(tǒng)對(duì)于孤網(wǎng)的穩(wěn)定性有著十分重要的影響。文獻(xiàn)[12-13]針對(duì)哥倫比亞電網(wǎng)中出現(xiàn)的超低頻振蕩現(xiàn)象，利用動(dòng)力學(xué)建立了水力耦合發(fā)電裝置的動(dòng)態(tài)模型及其多單元的頻率穩(wěn)定性研究，采用建模和時(shí)域仿真的方法分析了系統(tǒng)控制器和水輪機(jī)對(duì)于系統(tǒng)頻率振蕩的影響。預(yù)計(jì)在2020 年我國將有超過10 個(gè)特高壓直流孤島系統(tǒng)，但與聯(lián)網(wǎng)運(yùn)行相比，孤島方式存在暫態(tài)穩(wěn)定的風(fēng)險(xiǎn)，所以對(duì)直流孤島系統(tǒng)中出現(xiàn)的頻率波動(dòng)異常情況應(yīng)予以高度的重視。

本文在以往研究的基礎(chǔ)上，利用PSD-BPA軟件對(duì)云南電網(wǎng)的實(shí)際孤島進(jìn)行研究，根據(jù)系統(tǒng)阻尼比變化分析了水錘效應(yīng)與系統(tǒng)穩(wěn)定性的關(guān)系?；谙到y(tǒng)調(diào)速系統(tǒng)的阻尼特性，提出了優(yōu)化PID 參數(shù)的方法。接著，研究了一次調(diào)頻對(duì)于系統(tǒng)頻率和直流功率的影響，提出一次調(diào)頻與直流頻率控制器的協(xié)調(diào)控制方法，最后，通過云南電網(wǎng)的某實(shí)際直流孤島的仿真算例，驗(yàn)證了本文控制方法的有效性。

1 直流孤島系統(tǒng)

1.1 水電站N直流孤島的振蕩問題

水電站N 位于云南省， 直流電壓為±800 kV，直流輸電容量可達(dá)到5000 MW。水電站N 規(guī)劃了9 臺(tái)機(jī)組發(fā)電，均為水輪機(jī)，單機(jī)最大出力650 MW，水電站N 和換流站A 通過3 回525 kV 線路直流送電，再通過換流站A-地區(qū)B 雙回線與云南電網(wǎng)聯(lián)絡(luò)。當(dāng)斷開換流站A-地區(qū)B 雙回線后，也就切斷了這一地區(qū)與云南電網(wǎng)主網(wǎng)的聯(lián)系，形成了直流孤島，如圖1 所示。

在水電站N 直流孤島形成后，6 臺(tái)發(fā)電機(jī)正常運(yùn)行，3 臺(tái)發(fā)電機(jī)作為備用容量。每臺(tái)發(fā)電機(jī)出力為650 MW。在發(fā)生初始擾動(dòng)后，系統(tǒng)頻率出現(xiàn)異常波動(dòng)，波動(dòng)周期約為20 s，波動(dòng)幅度約為49.80 ～50.28 Hz，且6 臺(tái)機(jī)組同相波動(dòng)，頻率低于正常機(jī)電振蕩頻率范圍(0.1 ～2 Hz)，屬于超低頻振蕩現(xiàn)象。如圖2 所示。

圖1 水電站N地理接線圖

圖2 水電站N的頻率異常波動(dòng)情況

1.2 發(fā)電機(jī)及直流頻率控制器模型

水電廠N 的發(fā)電機(jī)組均為水輪機(jī)，故本文也主要討論水輪機(jī)模型。所用的發(fā)電機(jī)模型為平衡點(diǎn)附近的線性化模型。由發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程可知，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速受機(jī)械功率和電磁功率共同作用，即：

式中：TM 為發(fā)電機(jī)的慣性時(shí)間常數(shù)，Pm為原動(dòng)機(jī)機(jī)械功率輸出偏差，Pe為電磁功率偏差，D為發(fā)電機(jī)阻尼系數(shù)。

若忽略網(wǎng)損和電壓變化，發(fā)電機(jī)的電磁功率變化等于負(fù)荷有功變化量和直流輸送功率變化量的和。當(dāng)直流頻率控制器（FLC）不投入使用時(shí)，直流功率不受頻率變化影響，則Pe=KL，其中KL為負(fù)荷頻率調(diào)節(jié)效應(yīng)系數(shù)，發(fā)電機(jī)傳遞函數(shù)可寫成：

式中，Ds=D+KL。

當(dāng)直流頻率控制器投入運(yùn)行時(shí)，相當(dāng)于為直流增加了頻率特性，本文所用的直流頻率控制器模型如圖3 所示。若只考慮直流頻率控制器模型的比例積分環(huán)節(jié)，發(fā)電機(jī)傳遞函數(shù)簡化表示為：

式中：D's=D+KL+KHP，KHP為比例環(huán)節(jié)系數(shù)，KHI為積分環(huán)節(jié)系數(shù)。

圖3 直流頻率控制器模型

圖4 中給出了FLC 在不投入和投入運(yùn)行狀態(tài)時(shí)的發(fā)電機(jī)及外部系統(tǒng)的伯德圖對(duì)比?？梢钥闯?，在直流頻率控制器投入運(yùn)行之后，幅頻曲線下移，相頻曲線上移，主要影響了0.001～1 Hz 頻段的頻率響應(yīng)特性。在幅值響應(yīng)上，降低了低頻率段的幅值增益，相當(dāng)于加大了幅值裕度；在相頻響應(yīng)上，減小了低頻率段的相位滯后，也就是提高了相位裕度。直流頻率控制器對(duì)于直流功率能夠快速調(diào)整，在實(shí)際系統(tǒng)中可充分發(fā)揮穩(wěn)定的調(diào)節(jié)特性，與調(diào)速系統(tǒng)的一次調(diào)頻共同抑制系統(tǒng)頻率振動(dòng)，因此，在研究直流孤島中出現(xiàn)的超低頻振蕩現(xiàn)象時(shí)，需要考慮FLC 對(duì)于頻率穩(wěn)定的影響。

圖4 FLC對(duì)系統(tǒng)頻率響應(yīng)的影響

2 水錘效應(yīng)及系統(tǒng)穩(wěn)定性分析

2.1 水輪機(jī)及調(diào)速器數(shù)學(xué)模型

水輪機(jī)模型是水輪機(jī)導(dǎo)水葉開度和輸出機(jī)械功率Pm 之間的動(dòng)態(tài)關(guān)系。本文采用簡化的水輪機(jī)及其引水管道動(dòng)態(tài)模型，只考慮由于水流慣性引起的水錘效應(yīng)，其傳遞函數(shù)為：

式中：TW 為水錘效應(yīng)時(shí)間常數(shù)，在滿載時(shí)一般取值為0.5 ～4.0 s。

在PSD-BPA 軟件中水輪機(jī)調(diào)速系統(tǒng)主要采用電調(diào)型調(diào)速系統(tǒng)，由調(diào)節(jié)系統(tǒng)(控制系統(tǒng))、電液伺服系統(tǒng)和原動(dòng)機(jī)組成。調(diào)節(jié)系統(tǒng)模型采用PID 型調(diào)速器，其傳遞函數(shù)一般表示為

式中：KP、KI、KD 分別為調(diào)速器的比例、積分和微分系數(shù)，BP 為調(diào)差系數(shù)，TG 為執(zhí)行機(jī)構(gòu)時(shí)間常數(shù)。

2.2 單機(jī)系統(tǒng)穩(wěn)定性分析

在上述發(fā)生的超低頻振蕩現(xiàn)象中，6 臺(tái)機(jī)組同相波動(dòng)，轉(zhuǎn)速大小和相位都相同，所有的發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速偏差都相同，因此可以對(duì)水電站N中的6 臺(tái)發(fā)電機(jī)進(jìn)行動(dòng)態(tài)等值，所等值后的單機(jī)系統(tǒng)的傳遞函數(shù)框圖如圖5 所示，其中Δωref為轉(zhuǎn)速偏差參考值。

圖5 系統(tǒng)等值模型

云南電網(wǎng)異步聯(lián)網(wǎng)的第一次試驗(yàn)中，出現(xiàn)了超低頻振蕩現(xiàn)象，表明研究云南電網(wǎng)的水電機(jī)組的水錘效應(yīng)提供的負(fù)阻尼是導(dǎo)致超低頻振蕩的原因之一。因此可以對(duì)水錘效應(yīng)進(jìn)行研究分析，考慮TW 對(duì)于系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定的影響。在等值后的單機(jī)系統(tǒng)中，暫不考慮直流頻率控制器的影響，系統(tǒng)的開環(huán)傳遞函數(shù)為：

根據(jù)自動(dòng)控制理論知識(shí)可知，由系統(tǒng)的閉環(huán)極點(diǎn)也可以反映出系統(tǒng)的穩(wěn)定性。在閉環(huán)極點(diǎn)中，存在一對(duì)復(fù)數(shù)特征根，其阻尼比可表示為：

當(dāng)ξ＜0，該系統(tǒng)不穩(wěn)定的；當(dāng)ξ=0，該系統(tǒng)處于穩(wěn)定邊界；當(dāng)ξ＞0，該系統(tǒng)是穩(wěn)定的，ξ越大，該系統(tǒng)穩(wěn)定阻尼越強(qiáng)。

根據(jù)等值后的單機(jī)系統(tǒng)開環(huán)傳遞函數(shù)，由系統(tǒng)的閉環(huán)極點(diǎn)可計(jì)算出系統(tǒng)阻尼比。圖6 給出了系統(tǒng)阻尼

比隨水錘效應(yīng)時(shí)間常數(shù)變化的曲線，當(dāng)TW＜2.06 時(shí)，阻尼比為正，說明系統(tǒng)穩(wěn)定；TW＞2.06 時(shí)，阻尼比為負(fù)，系統(tǒng)不穩(wěn)定。

圖6 不同TW對(duì)阻尼比的影響

表1 是TW取值為2.06 ～2.20s時(shí)，系統(tǒng)特征值的變化情況,同時(shí)說明了隨著TW增加，系統(tǒng)特征值實(shí)部變大，阻尼比不斷減小，系統(tǒng)穩(wěn)定性逐漸減弱。

表1 水錘效應(yīng)對(duì)特征值的影響

圖6 和表1 中可以看出，在TW＞2.06s 后，阻尼比的曲線呈現(xiàn)負(fù)值，且系統(tǒng)特征值實(shí)部逐漸增加，阻尼比由正到負(fù)，不斷減小，說明由水錘效應(yīng)引起的負(fù)阻尼效應(yīng)加劇，系統(tǒng)穩(wěn)定性逐漸惡化。在孤島系統(tǒng)中，系統(tǒng)穩(wěn)定性對(duì)于TW更加敏感，頻率變化與水錘效應(yīng)更加密切，因此對(duì)于水輪機(jī)組的參數(shù)準(zhǔn)確性要求更高。

3 直流孤島調(diào)速系統(tǒng)阻尼分析

3.1 水輪機(jī)調(diào)速器阻尼特性分析

現(xiàn)對(duì)調(diào)速器模型進(jìn)行簡化，不考慮PID 參數(shù)，只考慮調(diào)差性能，原動(dòng)機(jī)調(diào)節(jié)系統(tǒng)傳遞函數(shù)為：

根據(jù)Phillips-Heffron 模型，原動(dòng)機(jī)調(diào)速器產(chǎn)生的機(jī)械功率變化Pm 與轉(zhuǎn)速偏差關(guān)系為：

將s=jωd代入式（9）中，可得

令Dm=0，可得

將Dm=0 對(duì)應(yīng)的頻率稱為分界頻率，當(dāng)系統(tǒng)振蕩頻率高于分界頻率，水輪機(jī)調(diào)速系統(tǒng)產(chǎn)生負(fù)阻尼；振蕩頻率低于分界頻率，水輪機(jī)調(diào)速系統(tǒng)產(chǎn)生正阻尼。

由式(12) 計(jì)算可得，參數(shù)組1 的分界頻率為0.061 Hz，參數(shù)組2 的分界頻率為0.089 Hz，式(12)的計(jì)算結(jié)果與2 組參數(shù)下對(duì)應(yīng)的分界頻率一致。

3.2 調(diào)速器PID參數(shù)控制

現(xiàn)考慮調(diào)速系統(tǒng)的PID 參數(shù)，原動(dòng)機(jī)調(diào)節(jié)系統(tǒng)傳遞函數(shù)為

將s=jωd代入式（13）可得

對(duì)調(diào)速器的控制參數(shù)進(jìn)行阻尼轉(zhuǎn)矩特性分析，在改變KP、KI、KD、BP 參數(shù)的情況下，分析水輪機(jī)調(diào)速器的阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)隨頻率變化情況，如圖7 和8 所示。

圖7 KP、KI對(duì)阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)的影響

圖8 BP、KD對(duì)阻尼轉(zhuǎn)矩系數(shù)的影響

圖7 中，在0.01 ～0.1Hz 的超低頻段，當(dāng)KP 增大時(shí)，其阻尼逐漸減弱，甚至出現(xiàn)負(fù)阻尼；KI 在超低頻段負(fù)阻尼特性顯著，且KI 越大，負(fù)阻尼的幅值越大。圖8 說明在超低頻段，BP減小，阻尼略微減弱；KD 基本提供正阻尼。

以上分析表明水輪機(jī)的調(diào)速器控制參數(shù)的大小極易影響系統(tǒng)的阻尼特性，因此，為產(chǎn)生穩(wěn)定的頻率響應(yīng)，改善系統(tǒng)阻尼，需要適當(dāng)減小KP、KI 使調(diào)速系統(tǒng)呈現(xiàn)正阻尼特性，更有利于提高調(diào)速器穩(wěn)定性。

在水電站N 直流孤島進(jìn)行仿真試驗(yàn)，調(diào)速器參數(shù)為：KP=3，KI=1，KD=1，BP=0.04。減小KP、KI 參數(shù)，孤島系統(tǒng)頻率變化如圖9 所示。圖中，在KP=3，KI=1 時(shí)，系統(tǒng)發(fā)生超低頻振蕩，原動(dòng)機(jī)調(diào)速系統(tǒng)產(chǎn)生負(fù)阻尼轉(zhuǎn)矩，水輪機(jī)調(diào)節(jié)系統(tǒng)提供負(fù)阻尼。KP=2，KI=0.2 時(shí)，系統(tǒng)為衰減振蕩，原動(dòng)機(jī)調(diào)速系統(tǒng)產(chǎn)生正阻尼轉(zhuǎn)矩，水輪機(jī)調(diào)節(jié)系統(tǒng)提供正阻尼。KP=0.5，KI=0.02 時(shí)，系統(tǒng)振蕩衰減，但相對(duì)于KP=2，KI=0.2 時(shí)振蕩峰值明顯更大，調(diào)速器響應(yīng)時(shí)間更長。

圖9 PI參數(shù)對(duì)系統(tǒng)頻率的影響

根據(jù)原動(dòng)機(jī)阻尼轉(zhuǎn)矩特性調(diào)整調(diào)速器PID參數(shù)，仿真結(jié)果表明，減小KP、KI 參數(shù)，增加了調(diào)速系統(tǒng)所提供正阻尼，有利于抑制超低頻振蕩，這與圖7 和圖8 所得結(jié)論一致。但KP、KI 參數(shù)取值過小，會(huì)降低調(diào)速器響應(yīng)速度，所以在實(shí)際系統(tǒng)中，需要根據(jù)實(shí)際情況協(xié)調(diào)調(diào)整才能產(chǎn)生比較理想的系統(tǒng)阻尼。

4 調(diào)速系統(tǒng)與直流FLC的協(xié)調(diào)控制

4.1 一次調(diào)頻退出試驗(yàn)

在實(shí)際直流孤島中，直流頻率控制器比例環(huán)節(jié)KHP=30，積分環(huán)節(jié)KHI=22.2，死區(qū)DF=±0.2Hz，調(diào)速器死區(qū)DG=±0.05Hz。圖4中給出了FLC 在不投入運(yùn)行和投入運(yùn)行狀態(tài)時(shí)的頻域響應(yīng)，在直流孤島中對(duì)FLC 投入運(yùn)行和退出運(yùn)行時(shí)的頻率動(dòng)態(tài)進(jìn)行仿真，如圖10 所示。

圖10 有無FLC的系統(tǒng)頻率動(dòng)態(tài)變化

直流頻率控制器退出之后，系統(tǒng)失穩(wěn)，失去直流FLC 的作用后，一次調(diào)頻對(duì)直流孤島的頻率恢復(fù)作用受限，導(dǎo)致孤島系統(tǒng)頻率大幅度振蕩。在FLC 投入后，孤島頻率出現(xiàn)等幅振蕩模式，其振蕩幅值約為49.73 ～50.25Hz，頻率振蕩幅值超過0.2Hz，F(xiàn)LC 動(dòng)作，在調(diào)速系統(tǒng)和FLC 的共同作用下，系統(tǒng)沒有出現(xiàn)失穩(wěn)現(xiàn)象，但存在小幅振蕩。FLC 投入后，依次退出一次調(diào)頻，孤島頻率變化如圖11 所示。

圖11 退出一次調(diào)頻孤島頻率變化圖

圖11 中，退出2 臺(tái)調(diào)速器之后，孤島頻率為負(fù)阻尼振蕩模式，最大振幅不超過50.2 Hz，相較于退出調(diào)速器之前的頻率略有減弱。在退出4 臺(tái)調(diào)速器之后，系統(tǒng)頻率振蕩幅值明顯減小，最大幅值為50.17 Hz，且振蕩處于衰減狀態(tài)，負(fù)阻尼特性減弱，F(xiàn)LC 未參與調(diào)頻。在退出6臺(tái)調(diào)速器后，孤島系統(tǒng)一次調(diào)頻全部退出，系統(tǒng)頻率基本穩(wěn)定在50.2 Hz，機(jī)組頻率僅在FLC作用下恢復(fù)穩(wěn)定。

可以看出，退出調(diào)速器的數(shù)目越多，阻尼比越大，系統(tǒng)頻率振蕩衰減逐漸變大，系統(tǒng)逐漸穩(wěn)定。由以上仿真和計(jì)算結(jié)果表明，孤島系統(tǒng)內(nèi)所有機(jī)組均參與超低頻振蕩，水電機(jī)組調(diào)速系統(tǒng)提供振蕩的負(fù)阻尼，且參與機(jī)組的調(diào)速器越多，提供的負(fù)阻尼越大，其超低頻振蕩現(xiàn)象越顯著。

4.2 直流FLC與一次調(diào)頻配合控制

1）直流FLC 死區(qū)的影響

在不退出調(diào)速系統(tǒng)的情況下，調(diào)速器的死 區(qū)DG 為±0.05 Hz， 直 流FLC 的 比 例 環(huán)節(jié)KHI=22.2，積分環(huán)節(jié)KHP=30。改變直流頻率控制器死區(qū)DF，分別取為±0.02 Hz 和±0.1 Hz。

圖12 不同F(xiàn)LC死區(qū)的影響

圖12 中， 當(dāng)DF=±0.1 Hz 時(shí)， 相 對(duì) 于DF=±0.2 Hz( 圖2) 時(shí)的頻率波動(dòng)幅度明顯減弱。調(diào)速器產(chǎn)生的負(fù)阻尼效應(yīng)依然存在，由于FLC 的限制，系統(tǒng)發(fā)生小幅度的振蕩。當(dāng)DF=±0.02 Hz 時(shí)，F(xiàn)LC 死區(qū)小于調(diào)速器的死區(qū)，導(dǎo)致FLC 先于調(diào)速器動(dòng)作，系統(tǒng)頻率在調(diào)速器動(dòng)作之前由于FLC 作用已經(jīng)恢復(fù)穩(wěn)定，頻率振蕩幅值不超過50.03 Hz，而調(diào)速系統(tǒng)所提供的負(fù)阻尼振蕩失去作用，從而達(dá)到抑制超低頻振蕩的目的。

2）直流FLC 的PI 參數(shù)控制

對(duì)于直流頻率控制器的積分環(huán)節(jié)，在與云南電網(wǎng)聯(lián)網(wǎng)實(shí)際運(yùn)行時(shí)，由于系統(tǒng)慣性很大，F(xiàn)LC 在進(jìn)行快速無差調(diào)節(jié)時(shí)可能導(dǎo)致直流功率頻繁快速大范圍的動(dòng)作。一般將KHI 置于零或較小數(shù)值，因此本文不作討論，下面對(duì)比例系數(shù)KHP 進(jìn)行仿真分析。

水 電 站N 直 流 孤 島 中，KHI=22.2，DF=±0.02Hz，DG=±0.05Hz，取KHP 分別為30 和100，其頻率變化如圖13 所示。KHP 變大時(shí)系統(tǒng)頻率的波動(dòng)峰值明顯下降，且頻率振蕩幅度減弱，有功功率的變化趨勢與孤島頻率的變化一致，說明KHP 變大時(shí)更有利于抑制超低頻振蕩現(xiàn)象。

通過上述試驗(yàn)，基于調(diào)速系統(tǒng)與直流FLC的協(xié)調(diào)控制，為抑制直流孤島中的超低頻振蕩現(xiàn)象，建議放大調(diào)速系統(tǒng)的動(dòng)作死區(qū)，減小直流頻率控制器的死區(qū)，DG＞DF 時(shí)可充分發(fā)揮FLC 的調(diào)節(jié)作用，有利于調(diào)速器穩(wěn)定性。且應(yīng)增大FLC 的比例系數(shù)KHP，使得直流FLC 在頻率波動(dòng)中盡量為線性調(diào)節(jié)；減小積分系數(shù)KHI，將KHI 置于零或較小數(shù)值，避免直流功率頻繁快速的大范圍調(diào)節(jié)。

圖13 不同比例系數(shù)KHP孤島頻率變化

5 結(jié)束語

實(shí)際直流孤島中，發(fā)生初始擾動(dòng)后出現(xiàn)超低頻振蕩現(xiàn)象。本文對(duì)這一現(xiàn)象進(jìn)行了分析，得出結(jié)論如下：

1）基于頻域響應(yīng)分析了直流FLC 在孤島中的影響，投入直流FLC 后有利于提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。

2）在等值單機(jī)系統(tǒng)中探討了水錘效應(yīng)時(shí)間常數(shù)對(duì)于系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。當(dāng)TW=2.06s 時(shí)，系統(tǒng)處于臨界阻尼狀態(tài)，TW＞2.06s 后系統(tǒng)穩(wěn)定性有所下降。

3）通過調(diào)速系統(tǒng)的阻尼轉(zhuǎn)矩分析表明，適當(dāng)減小KP、KI 參數(shù)有利于抑制超低頻振蕩，孤島仿真中KP=2，KI=0.2 時(shí)系統(tǒng)調(diào)速器提供正阻尼，系統(tǒng)頻率逐漸穩(wěn)定。

4）對(duì)一次調(diào)頻與直流頻率控制器的協(xié)調(diào)控制進(jìn)行了仿真研究，結(jié)果表明減小直流FLC 的動(dòng)作死區(qū)，增加直流頻率控制器的比例系數(shù)，能夠有效地抑制超低頻振蕩現(xiàn)象。