吳汪平, 解 大, 趙祖熠, 魯玉普, 楚皓翔

(上海交通大學(xué) 電子信息與電氣工程學(xué)院，上海 200240)

雙饋型風(fēng)電系統(tǒng)變流器控制參數(shù)對振蕩模態(tài)的影響

吳汪平, 解 大, 趙祖熠, 魯玉普, 楚皓翔

(上海交通大學(xué) 電子信息與電氣工程學(xué)院，上海 200240)

研究雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)變流器控制參數(shù)對振蕩模態(tài)的影響。在MATLAB/Simulink中建立系統(tǒng)詳細(xì)的小信號模型，利用特征值分析和相關(guān)因子分析，對機網(wǎng)相互作用振蕩模態(tài)進(jìn)行辨識和分類。通過改變變流器控制參數(shù)，研究振蕩模態(tài)的變化特性。最后，在MATLAB/Simulink上進(jìn)行仿真驗證。研究表明，優(yōu)化變流器控制參數(shù)，可有效抑制振蕩。

風(fēng)電場; 變流器; 雙饋感應(yīng)發(fā)電機; 振蕩模態(tài)

0 引 言

研究發(fā)現(xiàn)，風(fēng)電場與電網(wǎng)之間的相互作用多表現(xiàn)為有功功率的振蕩，與此同時，大規(guī)模風(fēng)電機組出現(xiàn)脫網(wǎng)事故。上述機網(wǎng)振蕩問題已引起國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注與研究[1-2]。振蕩可能會加重風(fēng)電機組中機械部件負(fù)擔(dān)，進(jìn)而對其機械部件使用壽命造成影響。在我國新疆、河北和營口等大型風(fēng)電場，就多次出現(xiàn)過因軸系振蕩帶來的齒輪箱和槳葉破損甚至斷裂的現(xiàn)象。如果能對風(fēng)電機組進(jìn)行詳細(xì)分析，挖掘振蕩中諸如振蕩頻率等詳細(xì)特征，采取措施抑制振蕩，將對風(fēng)電場的安全和穩(wěn)定運行有重大的意義。

針對機網(wǎng)間振蕩問題，國內(nèi)外學(xué)者展開了很多研究。文獻(xiàn)[3]基于阻尼正弦原子分解的次同步振蕩模態(tài)辨識方法，辨識出次同步振蕩模態(tài)。文獻(xiàn)[4]研究了雙饋風(fēng)電場抑制系統(tǒng)次同步振蕩的機理，對比分析了不同的附加阻尼控制策略。文獻(xiàn)[5]分析次同步振蕩的規(guī)律，研究速度反饋型PSS與功率反饋型PSS對次同步振蕩的影響機制。文獻(xiàn)[6]研究了SVC接入位置等對次同步振蕩的影響機理，并設(shè)計了相應(yīng)的控制策略。文獻(xiàn)[7]分析了STATCOM附加電壓控制抑制電力系統(tǒng)次同步諧振的作用機理。文獻(xiàn)[8]研究了轉(zhuǎn)速、串補度、控制器參數(shù)對風(fēng)機串補系統(tǒng)次同步諧振特性的影響。文獻(xiàn)[9]研究STATCOM抑制SSR的機制，提出了一種基于扭振模態(tài)互補頻率電流補償?shù)腟TATCOM次同步諧振控制方法。文獻(xiàn)[10]分析了次同步控制相互作用的機理，推導(dǎo)出次同步控制相互作用存在的條件。文獻(xiàn)[11]研究了異步發(fā)電機效應(yīng)和次同步控制相互作用，分析了串補度和風(fēng)速變化對次同步控制相互作用的影響。文獻(xiàn)[12]分析了風(fēng)速、串補度和控制器參數(shù)對次同步控制相互作用的影響。文獻(xiàn)[13]分析了雙饋風(fēng)電場的電力系統(tǒng)低頻振蕩特性，研究了風(fēng)電場不同運行工況、接入容量,以及是否參與無功調(diào)度對系統(tǒng)低頻振蕩的影響。文獻(xiàn)[14]分析雙饋風(fēng)電機組并網(wǎng)后對電力系統(tǒng)低頻振蕩特性的影響。以上參考文獻(xiàn)只是研究了機網(wǎng)振蕩模態(tài)的某一種，未考慮多模態(tài)之間相互作用的影響。

本文首次將變流器控制與機網(wǎng)振蕩的多種模態(tài)聯(lián)系起來，研究控制參數(shù)對振蕩模態(tài)的影響。本文以雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)單機-無窮大系統(tǒng)為例，搭建了機網(wǎng)統(tǒng)一模型；分析系統(tǒng)的振蕩模態(tài)，基于相關(guān)因子表分析相關(guān)的狀態(tài)變量，利用時域仿真驗證模態(tài)的存在性；研究控制參數(shù)對系統(tǒng)振蕩的影響，最后通過時域仿真進(jìn)行驗證。這意味著不用增加額外裝置，也不用損失系統(tǒng)部分功率，僅通過控制參數(shù)優(yōu)化，即可達(dá)到削弱系統(tǒng)振蕩的目的。

1 雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的機網(wǎng)統(tǒng)一模型

圖1為雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)單機-無窮大系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。風(fēng)機葉片經(jīng)過低速軸與齒輪箱相連，齒輪箱經(jīng)過高速軸與感應(yīng)發(fā)電機相連。雙饋型風(fēng)電機組定子回路直接與電網(wǎng)相連，轉(zhuǎn)子回路則通過電力電子變流器與電網(wǎng)相連。

圖1 雙饋風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)并網(wǎng)結(jié)構(gòu)圖

變流器控制中，在機側(cè)添加轉(zhuǎn)子控制，采用定子功率外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)控制，控制框圖如圖2(a)所示。電網(wǎng)側(cè)的變流器則負(fù)責(zé)穩(wěn)定直流電容兩端的電壓，控制框圖如圖2(b)所示。圖2中，Kp0和Ki0是轉(zhuǎn)子角速度控制器PI參數(shù)；Kp1和Ki1是定子有功功率控制器PI參數(shù)；Kp2和Ki2是轉(zhuǎn)子電流交軸分量控制器PI參數(shù)；Kp3和Ki3是定子無功功率控制器PI參數(shù)；Kp4和Ki4是轉(zhuǎn)子電流直軸分量控制器PI參數(shù)。對于網(wǎng)側(cè)變流器，其中Kp5和Ki5是直流電壓控制器PI參數(shù)；Kp6和Ki6是網(wǎng)側(cè)電流直軸分量控制器PI參數(shù)；Kp7和Ki7是網(wǎng)側(cè)電流交軸分量控制器PI參數(shù)。

在MATLAB/Simulink中搭建圖1所示系統(tǒng)的小信號模型，各個模塊的接口連接圖如圖3所示[15]。

圖3 雙饋型風(fēng)電機組連接至電力系統(tǒng)的小信號模型

圖3所示的雙饋風(fēng)力發(fā)電機組小信號模型由軸系、感應(yīng)發(fā)電機、轉(zhuǎn)子側(cè)控制器、變流器直流側(cè)、網(wǎng)側(cè)控制器、變流器出口電感及變壓器、并聯(lián)補償電容和輸電線路共計8個模塊構(gòu)成。其中:軸系模塊以風(fēng)力轉(zhuǎn)矩ΔTω和發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩ΔTe作為輸入變量，以高速軸角速度，即發(fā)電機角速度Δωr為輸出變量；感應(yīng)發(fā)電機模塊以發(fā)電機角速度Δωr、定子電壓ΔUs和轉(zhuǎn)子電壓ΔUr作為輸入變量，以發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩ΔTe、定子輸出電流ΔIs和轉(zhuǎn)子輸出電流ΔIr為輸出變量；網(wǎng)側(cè)控制器模塊以發(fā)電機角速度Δωr、發(fā)電機角速度參考值Δωr_ref、定子無功參考值ΔQs_ref、轉(zhuǎn)子輸出電流ΔIr、定子輸出電流ΔIs和定子電壓ΔUs作為輸入變量，以轉(zhuǎn)子電壓ΔUr為輸出變量；變流器直流側(cè)模塊以轉(zhuǎn)子電壓ΔUr、轉(zhuǎn)子輸出電流ΔIr、網(wǎng)側(cè)變流器電壓ΔUg和網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流ΔIg為輸入變量，以電容兩端直流電壓ΔUDC為輸出變量；網(wǎng)側(cè)控制器模塊以直流電壓ΔUDC、直流電壓參考值ΔUDC_ref、網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流參考值Δiqg_ref和網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流ΔIg為輸入變量，以網(wǎng)側(cè)變流器電壓ΔUg為輸出變量；變流器出口電感及變壓器模塊以定子電壓ΔUs和網(wǎng)側(cè)變流器電壓ΔUg為輸入變量，以網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流ΔIg為輸出變量；并聯(lián)補償電容模塊以網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流ΔIg、線路電流ΔIL、定子輸出電流ΔIs為輸入變量，以定子電壓ΔUs為輸出變量；輸電線路模塊以定子電壓ΔUs和電網(wǎng)電壓ΔUb為輸入變量，以線路電流ΔIL為輸出變量。

上述小信號模型對應(yīng)的狀態(tài)方程可表示為

其中狀態(tài)變量

ΔX=

[Δθturb, Δθgear, Δθr, Δωturb, Δωgear, Δωr, Δψqs,

Δψds, Δψqr, Δψdr, Δx0, Δx1, Δx2, Δx3, Δx4,

ΔUDC, Δx5, Δx6, Δx7, Δigx, Δigy, Δupc,x,Δupc,y,

ΔiLx,ΔiLy,Δusc,x,Δusc,y]T

式中：θturb、θgear、θr——葉片、低速軸和高速軸扭矩角；

ωturb、ωgear、ωr——各部分轉(zhuǎn)速；

ψqs、ψds、ψqr、ψdr——發(fā)電機定轉(zhuǎn)子磁鏈的q軸和d軸分量；

x0、x1、x2、x3、x4、x5、x6、x7——變流器控制變量；

UDC——直流電容電壓；

igx、igy——網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流的x和y軸分量；

upc,x、Δupc,y——變壓器出口并補電容電壓的x和y軸分量；

iLx、iLy、usc,x、usc,y——輸電線路電流和串補電容兩端電流的x和y軸分量。

輸入變量：

對應(yīng)的狀態(tài)矩陣

2 雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)小信號模型特征值

該雙饋型風(fēng)電機組連接至電網(wǎng)的小信號模型共有27個狀態(tài)變量，分別是：

ΔX=[ΔiLx, ΔiLy, Δusc, x, Δusc, y, Δupc, x,

Δupc, y, Δψqs, Δψds, Δψqr, Δψdr, Δx3,

Δθturb, Δθgear, Δθr, Δωturb, Δωgear, Δωr, Δx4,

Δx5, ΔUDC, Δx6, Δigx, Δigy,

在MATLAB/Simulink搭建小信號模型，變流器控制參數(shù)如表1所示。對系統(tǒng)進(jìn)行特征值分析，系統(tǒng)所有的振蕩模態(tài)如表2所示。

表1 雙饋型風(fēng)電機組變流器控制PI參數(shù)

表2列出的所有27個特征值中：有9對共軛的情況出現(xiàn)，即產(chǎn)生9種振蕩模態(tài)；其余9個特征值虛部均為零，表現(xiàn)為非振蕩模態(tài)，僅對其他9個振蕩模態(tài)進(jìn)行詳細(xì)分析。為了確定與各振蕩模態(tài)相關(guān)度較高的狀態(tài)變量，計算9個振蕩模態(tài)關(guān)于各狀態(tài)變量的相關(guān)因子，如表3所示。對各個振蕩模態(tài)影響較大的相關(guān)因子在表3中加黑標(biāo)出。

表2 雙饋型風(fēng)電機組連接至電力系統(tǒng)的小信號模型特征值

系統(tǒng)共存在電氣諧振、SSR、SSO、SSCI和低頻振蕩五種振蕩模態(tài)，各種振蕩模態(tài)詳細(xì)信息如表4所示。

3 雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)機網(wǎng)振蕩模態(tài)的物理模型驗證

針對搭建的小信號模型，采用電壓波動、功率波動等小擾動方式激發(fā)振蕩，使用Simulink的FFT分析工具，驗證與上述分析對應(yīng)的全部機網(wǎng)相互作用模態(tài)，如圖4所示。

(1) 電氣諧振模態(tài)。λ8,9對應(yīng)的振蕩模態(tài)主要受網(wǎng)側(cè)變流器輸出電抗作用，分析流經(jīng)網(wǎng)側(cè)變流器輸出電抗Lg的電流波形，得到其對應(yīng)頻譜特性如圖4(a)所示。網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流中，在基頻附近含有大量的45 Hz左右的諧波成分，這與λ8,9對應(yīng)的45.37 Hz的振蕩頻率相吻合。

(2) 次同步諧振。λ6,7和λ10,11對應(yīng)的振蕩模態(tài)與輸電線路電流和串補電容的端電壓有很強的作用，考慮時域模型中的輸電線路電流和定子輸出電流對應(yīng)的諧波成分。由于輸電線上的電流諧波成分較小，對定子輸出電流進(jìn)行頻譜分析，如圖4(b)所示。定子輸出電流除50 Hz基頻成分外，還含有20 Hz和80 Hz諧波成分，這與λ10,11和λ6,7兩種振蕩模態(tài)分別對應(yīng)的23.40 Hz和79.25 Hz的次同步諧振頻率和超同步諧振頻率相吻合。

表3 雙饋型風(fēng)電機組相關(guān)因子表

表4 雙饋型風(fēng)電機組連接至無窮大電網(wǎng)的各種振蕩模態(tài)

圖4 時域仿真波形及其頻譜分析

(3) 次同步振蕩。λ13,14和λ17,18對應(yīng)的振蕩模態(tài)受齒輪箱的扭轉(zhuǎn)角和轉(zhuǎn)速以及發(fā)電機的轉(zhuǎn)子扭轉(zhuǎn)角和轉(zhuǎn)速影響較大。分析發(fā)電機和低速軸轉(zhuǎn)矩，對應(yīng)的轉(zhuǎn)矩波形和頻譜分析如圖4(c)所示。發(fā)電機轉(zhuǎn)矩含有2.5 Hz和14 Hz附近的諧波成分，這與λ17,18和λ13,14兩種振蕩模態(tài)分別對應(yīng)的1.92 Hz和12.41 Hz的軸系振蕩頻率相吻合。

(4)次同步控制相互作用模態(tài)。λ15,16對應(yīng)的振蕩模態(tài)受網(wǎng)側(cè)變頻器影響較大，其中直流電容電壓調(diào)整相關(guān)變量Δx5和直流側(cè)電容電壓ΔUDC相關(guān)因子均超過0.7，分析直流電容兩端電壓，對應(yīng)的電壓波形和頻譜特性如圖4(d)所示。變流器中的直流支撐電容兩端電壓除了與系統(tǒng)頻率相關(guān)的50 Hz諧波外，還含有約4 Hz的諧波成分，這和λ15,16對應(yīng)的與次同步控制相關(guān)的4.37 Hz的振蕩頻率相吻合。

(5)低頻振蕩模態(tài)。λ19,20對應(yīng)的振蕩模態(tài)受機械軸系影響較大，分析發(fā)電機轉(zhuǎn)速的頻譜特性如圖4(e)所示。發(fā)電機轉(zhuǎn)速中含有顯著的低頻諧波成分，主要集中在0.5 Hz附近，這與λ19,20對應(yīng)的0.51 Hz的低頻振蕩頻率相吻合。此外，由圖4(e)還可以看出，本次小干擾還同時在發(fā)電機轉(zhuǎn)速中激發(fā)出2.5 Hz和14 Hz附近的諧波成分，這與λ17,18和λ13,14兩種振蕩模態(tài)對應(yīng)的1.92 Hz和12.41 Hz的軸系振蕩頻率相吻合。

4 各個振蕩模態(tài)的最佳PI參數(shù)選取

分析表3可知，與變流器控制PI參數(shù)緊密相關(guān)的有SSO、SSCI和低頻振蕩三種振蕩模態(tài)。忽略對系統(tǒng)各振蕩模態(tài)均無影響的PI參數(shù)，僅分析對系統(tǒng)振蕩模態(tài)有影響的PI參數(shù)的變化趨勢。

為了研究Kp0的變化對系統(tǒng)各個振蕩模態(tài)的影響，保持其他變量不變，Kp0以30的步長從30變化到3 000，得到系統(tǒng)各種振蕩模態(tài)下所對應(yīng)的特征值的實部和阻尼比的變化，如圖5所示。其中橫軸為特征值對應(yīng)的實部，縱軸為對應(yīng)的阻尼比，箭頭表示隨Kp0的增大特征值的變化趨勢，不受該參數(shù)影響的特征值沒有給出。

圖5 各振蕩模態(tài)隨Kp0的變化趨勢

由圖5(a)可見，在Kp0變化的過程中，λ13,14對應(yīng)的振蕩模態(tài)的特征值實部始終為負(fù)，且其絕對值隨Kp0的增大先變大后變小，相應(yīng)的阻尼比也有同樣的變化趨勢，在Kp0為960～990時，阻尼比達(dá)到最大值0.037 2。因此，考慮該振蕩模態(tài)的變化特性，Kp0的最佳范圍為960～990。

由圖5(b)可見，在Kp0變化的過程中，λ12,17,18對應(yīng)的振蕩模態(tài)的特征值實部始終為負(fù)，且該振蕩模態(tài)經(jīng)歷了先衰減消失后又出現(xiàn)且振蕩加劇的現(xiàn)象。在Kp0從30增大至360的過程中，λ12對應(yīng)的是非振蕩模態(tài)，且特征值絕對值逐漸減小，λ17,18對應(yīng)的振蕩模態(tài)，特征值實部絕對值和阻尼比均逐漸增大；當(dāng)Kp0達(dá)到390時，λ17,18對應(yīng)的振蕩模態(tài)變?yōu)閮蓚€非振蕩模態(tài)；Kp0從390增大至540的過程中，λ17對應(yīng)的特征值實部絕對值逐漸增大，而λ18對應(yīng)的特征值實部絕對值逐漸減??；當(dāng)Kp0達(dá)到570時，λ12和λ17這兩個非振蕩模態(tài)合為一新的振蕩模態(tài)，且隨著Kp0的繼續(xù)增大，新的振蕩模態(tài)的特征值實部絕對值和阻尼比均不斷減小，而λ18對應(yīng)的特征值實部絕對值仍舊不斷減小。因此，考慮到λ12,17,18對應(yīng)的振蕩模態(tài)的變化特性，Kp0的最佳范圍為330～360。

由圖5(c)可見，在Kp0變化的過程中，λ15,16對應(yīng)的振蕩模態(tài)的特征值實部始終為負(fù)，且其絕對值隨Kp0的增大先增大后減小，相應(yīng)的阻尼比也有同樣的變化趨勢，在Kp0為210～330時，阻尼比達(dá)到最大值0.313 8。因此，考慮該振蕩模態(tài)的變化特性，Kp0的最佳范圍為210～330。

由圖5(d)可見，在Kp0變化的過程中，λ19,20對應(yīng)的振蕩模態(tài)的特征值實部先為正后為負(fù)，從Kp0大于150之后，特征值實部始終為負(fù)，且其絕對值隨Kp0的增大先變大后變小，相應(yīng)的阻尼比也有同樣的變化趨勢，在Kp0為480～720時，阻尼比達(dá)到最大值0.159 5。因此，考慮該振蕩模態(tài)的變化特性，Kp0的最佳范圍為480～720。

考慮各個振蕩模態(tài)的阻尼比變化特性，系統(tǒng)最佳Kp0如表5所示?？傻孟到y(tǒng)最佳的Kp0范圍為300～360，相應(yīng)的各個振蕩模態(tài)運行范圍如圖5中橢圓虛線所示。

Ki0、Kp1、Kp3、Kp4、Kp5、Ki5、Kp6、Kp7對系統(tǒng)振蕩模態(tài)的研究過程與Kp0一樣。

根據(jù)上述不同PI參數(shù)對各個振蕩模態(tài)的影響，選取最佳PI參數(shù)，如表6所示。利用表6給出的PI參數(shù)對雙饋型風(fēng)電機組振蕩模態(tài)進(jìn)行分析，各種振蕩模態(tài)詳細(xì)信息如表7所示。

表5 Kp0的改變對各個振蕩模態(tài)阻尼比的影響

表6 雙饋型風(fēng)電機組變流器控制最佳PI參數(shù)

表7 雙饋型風(fēng)電機組變流器控制最佳PI參數(shù)對應(yīng)的各種振蕩模態(tài)

表7表明，系統(tǒng)共出現(xiàn)8種振蕩模態(tài)，與表2相比，λ15,16對應(yīng)的SSCI振蕩模態(tài)消失了。這說明，通過合理的變流器控制PI參數(shù)調(diào)節(jié)可以起到減弱甚至消除SSCI振蕩模態(tài)。另外，λ13,14對應(yīng)的阻尼比由0.018 9增大為0.020 5，λ17,18對應(yīng)的阻尼比由0.696 3增大為0.982 1，λ19,20對應(yīng)的阻尼比由0.1增大為0.376 0，因此，可通過優(yōu)化變流器控制PI參數(shù)增大次同步振蕩模態(tài)和低頻振蕩模態(tài)對應(yīng)的阻尼比，起到減弱軸系振蕩和低頻振蕩的目的。

5 針對最佳PI參數(shù)的物理模型驗證

上述小信號模型表明，通過對變流器控制PI參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，可以消除系統(tǒng)次同步控制相互作用，減弱系統(tǒng)次同步振蕩和低頻振蕩。為了驗證該小信號模型的仿真結(jié)果，通過MATLAB/Simulink搭建時域模型進(jìn)行仿真驗證。

圖6 直流電壓波形及FFT分析

圖6為變流器控制參數(shù)優(yōu)化前后直流電容兩端電壓波形及其FFT分析。圖6(a)表明，在原始變流器控制參數(shù)作用下，直流電壓中含有4.5 Hz左右的諧波成分，該諧波成分與小信號模型中的SSCI振蕩模態(tài)相對應(yīng)。圖6(b)的FFT分析結(jié)果表明，通過變流器控制參數(shù)的優(yōu)化，該諧波成分被消除，這表明通過變流器控制參數(shù)的優(yōu)化，可以達(dá)到削弱甚至消除SSCI振蕩模態(tài)的效果。

圖7為變流器控制參數(shù)優(yōu)化前后發(fā)電機轉(zhuǎn)矩波形及其FFT分析。圖7(a)表明，在原始變流器控制參數(shù)作用下，發(fā)電機轉(zhuǎn)矩波形中含有3 Hz和14 Hz左右的諧波成分。這兩種諧波成分與小信號模型中的SSO模態(tài)相對應(yīng)。圖7(b)的FFT分析結(jié)果表明，通過變流器控制參數(shù)的優(yōu)化。這兩種諧波對應(yīng)的幅值均有所下降，發(fā)電機轉(zhuǎn)矩的振蕩幅度也有所減弱。這表明通過變流器控制參數(shù)的優(yōu)化，可以達(dá)到削弱SSO的效果。

圖7 發(fā)電機轉(zhuǎn)矩波形及FFT分析

圖8 發(fā)電機轉(zhuǎn)速波形及FFT分析

圖8為變流器控制參數(shù)優(yōu)化前后發(fā)電機轉(zhuǎn)速波形及其FFT分析。圖8(a)表明，在原始變流器控制參數(shù)作用下，發(fā)電機轉(zhuǎn)速波形中含有0.5 Hz、3 Hz和14 Hz左右的諧波成分，其中0.5 Hz諧波成分與小信號模型中的低頻振蕩模態(tài)相對應(yīng)，后兩種諧波成分與小信號模型中的SSO模態(tài)相對應(yīng)。圖8(b)中的FFT分析結(jié)果表明，通過變流器控制參數(shù)的優(yōu)化，這三種諧波對應(yīng)的幅值均有所下降，發(fā)電機轉(zhuǎn)矩的振蕩模型也有所減弱。這表明通過變流器控制參數(shù)的優(yōu)化，可以達(dá)到削弱低頻振蕩和SSO的效果。

6 結(jié) 語

雙饋型風(fēng)力發(fā)電的機網(wǎng)統(tǒng)一系統(tǒng)，可通過合理控制參數(shù)，改變振蕩組態(tài)阻尼比的大小，可實現(xiàn)對振蕩的抑制作用。本文主要完成以下工作：

(1) 建立了雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的機網(wǎng)統(tǒng)一模型，分析出系統(tǒng)所有的特征值。

(2) 建立相關(guān)因子表，分析了與振蕩模態(tài)對應(yīng)的狀態(tài)變量，通過時域仿真驗證全部模態(tài)的存在性。

(3) 研究了變流器控制參數(shù)變化對阻尼比的影響，尋找出全功率情況下的一組控制參數(shù)，通過理論分析和時域結(jié)合的方式研究控制參數(shù)對振蕩模態(tài)的影響。

本文分析論證了雙饋型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)變流器控制參數(shù)對系統(tǒng)的振蕩模態(tài)具有抑制作用，對風(fēng)電場的安全和穩(wěn)定運行有重大的意義。

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Analysis of Influence of Doubly Fed Wind Power System PI Converter Control Parameter on Oscillation Mode

WU Wangping, XIE Da, ZHAO Zuyi, LU Yupu, CHU Haoxiang

(School of Electronic Information and Electrical Engineering, Shanghai Jiaotong University,Shanghai 200240, China)

The effects of converter control parameters of DFIG wind generation system on the oscillation modes were studied. A complete small signal model in MATLAB/Simulink was proposed. By using eigenvalue and participation factors analysis, the oscillation modes were discovered and classified. By altering the parameters of converter, the changes of oscillation modes were studied. Finally, simulation was done on the MATLAB/Simulink. The research showed that the oscillation could be suppressed by optimizing the control parameters of converter.

wind farm; converter; doubly fed induction generator; oscillation mode

國家自然科學(xué)基金項目(51277119)

吳汪平(1991—)，男，碩士研究生，研究方向為電力系統(tǒng)及其自動化。 解 大(1969—)，男，博士研究生，副教授，研究方向為電力系統(tǒng)分析、靈活交流輸電設(shè)備、新能源。 趙祖熠(1991—)，男，碩士研究生，研究方向為電力系統(tǒng)及其自動化。 魯玉普(1991—)，男，碩士研究生，研究方向為新能源并網(wǎng)技術(shù)和風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)機網(wǎng)扭振。 楚皓翔(1990—)，男，碩士研究生，研究方向為電力系統(tǒng)及其自動化。

TM 315

A

1673-6540(2017)07- 0098- 10

2016 -11 -21