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)
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。
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
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
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
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。
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。
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
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。
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。
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。