2022, Vol. 40
2. 东北农业大学 电气与信息学院, 哈尔滨 150030
2. School of Electrical and Information, Northeast Agricultural University, Harbin 150030, China
目前，针对电力系统故障后暂态过电压和暂态频率的问题已有不少文献进行了研究。在暂态过电压方面，主要集中在直流故障引起暂态过电压的机理分析[1-2]、低电压过渡控制参数敏感性分析与参数优化[3-5]，以及大规模风电机组脱网事故的对策分析等[6-8]。文献[3-6]详细分析了直流故障后系统出现暂态过电压的机理，并通过典型算例展开了机组故障（高、低电压过渡）控制参数对电压暂态特性的敏感性分析，最后给出了机组控制策略和模型参数的优化建议。文献[9]在暂态过电压机理分析的基础上，提出一种换流母线及风电机组暂态过电压的快速分析计算方法，具有较强的工程适应性。然而相较于直流连续换相失败、双极闭锁等故障，交流故障持续时间短，故障期间的有功和无功响应特性对系统影响相对较弱，而恢复阶段的动态响应特性影响较大，因此在模型参数优化等方面侧重点不同，甚至某些参数优化趋势相反。
在暂态频率方面，文献[10]研究了风电机组低电压过渡、叠加稳控切机、触发发电机组保护、触发低频防线等对暂态频率的影响，并给出相关优化建议。还有文献针对暂态频率问题的应对措施进行研究，比如对风电机组进行一次调频和惯量响应的改造，具备参与调频的能力[11-13]和改进当前常规机组的调频能力等[14]。对于新能源高占比的弱外送型电网，往往暂态频率和过电压问题相互交织、并存。为保证火电机组大方式下系统功角和电压稳定，往往需配置一定的稳控切机措施。而在新能源机组大方式下，由于低电压过渡叠加稳控切机，导致系统频率稳定性严重降低，成为制约新能源消纳的关键因素，现有文献对此研究相对较少。
本文分析了风电机组在故障期间和恢复过程中的有功和无功输出特性，探讨了特定仿真需求下实测建模工况的考虑原则。在此基础上利用某厂家低电压过渡实测控制参数，对比分析不同低电压过渡性能对暂态频率和暂态过电压的影响，最后提出风电机组低电压过渡控制参数的优化建议。
1 风电机组低电压过渡概述当系统发生故障导致风电机组机端电压低于某一阈值时，为防止大规模脱网，要求风电机组具备低电压过渡能力。目前常用的潮流及稳定计算用电力系统分析综合程序（Power System Analysis Software Package，PSASP）忽略了快速的变流器内环控制和锁相环动态过程，也未考虑直流电容、滤波电抗等参数，通过模拟新能源输出特性，以满足大规模电力系统机电暂态仿真研究的需要[15-16]。
由于不同厂家、不同型号的风电机组低电压过渡控制策略各异，为实现各厂家控制策略的近似模拟，PSASP建立了通用的风电机组模型。将风电机组低电压过渡过程分为三个阶段，即故障期间（t1-t2），恢复起点（t2）以及恢复阶段（t2-t3），通过在每个阶段中设置不同的控制参数来模拟风电机组的实际输出特性，典型低电压过渡电流波形如图 1所示。在对称故障下，不同阶段有功电流和无功电流的控制策略如下。
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| 图 1 典型低电压过渡电流波形 Figure 1 Typical current waveform of low voltage ride through 图中：Ut—并网点电压；Id—有功电流；Iq—无功电流。 |
故障期间以无功电流优先，GB/T 19963.1— 2021《风电场接电力系统技术规定第1部分：陆上风电》要求风电机组发出的动态无功电流增量应响应并网点电压变化，满足式（1）要求[17]。
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(1) |
式中：ΔIgq为无功电流增量；K1为无功电流比例系数；Ut为并网点电压标幺值；IN为机组额定电流。
PSASP风电机组模型通过式（2）来近似模拟风电机组故障期间输出的无功电流Igq_ref。
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(2) |
式中：K1_Iq_LV、K2_Iq_LV为低电压过渡无功电流计算系数；ULin为进入低压的阈值；Igq0为初始无功电流；Igqset_LV为无功电流设定值。
1.1.2 有功电流控制策略GB/T 19963.1—2021对故障期间输出的有功电流没有要求，PSASP风电机组模型通过式（3）来近似模拟风电机组故障期间输出的有功电流。同时受变流器电力电子器件通流能力的限制，有功电流Igd_ref应进行限幅。
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(3) |
式中：K1_Id_LV、K2_Id_LV为低电压过渡有功电流计算系数；Igd0为初始有功电流；Igdset_LV为有功电流设定值；Imax为电流限值。
1.2 恢复起点一般恢复起点的有功电流和无功电流都设置为和故障期间保持一致。
1.3 恢复阶段 1.3.1 有功电流控制策略GB/T 19963.1—2021要求在恢复阶段，即风电机组系统故障清除后，输出有功功率以至少20 PN /s（PN为额定功率）的功率变化率恢复至故障前的值。PSASP风电机组模型通过式（4）来近似模拟风电机组恢复阶段输出的有功特性。
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(4) |
式中：PSTART为有功功率恢复起点值；PRECOVER为有功功率恢复速率；P为风电机组输出的有功功率；t为故障后有功功率恢复时间。
1.3.2 无功电流控制策略GB/T 19963.1—2021要求自并网点电压恢复至标称电压90%以上时刻起，风电机组应在40 ms内退出动态无功电流增量，PSASP风电机组模型中一般设置为立即退出。
2 低电压过渡控制参数辨识及敏感性分析 2.1 低电压过渡控制参数辨识不同机型的有功和无功控制策略差异较大，同一机型在不同功率和不同故障下的控制策略同样差异很大，例如某型号风电机组，在对称大功率情况下，有功电流幅值为A倍的电压跌落稳态值；在对称小功率情况下，有功功率保持在故障前的B倍；在不对称大功率情况下，有功电流幅值为C倍的线电压最小值；在不对称小功率情况下，有功电流为故障前有功功率/线电压最大值，因此很难用一种通用控制策略将不同机型以及同一机型的不同工况全部包括和精确模拟，需根据实际应用需求有所侧重，具体要求如下。
（1）进行机电暂态稳定校核时要考虑严重的三相对称短路故障，因此实测建模时要着重保证对称短路故障情况下的模型精度；
（2）进行机电暂态稳定校核时要考虑严重方式（风电大发方式），因此实测建模时要着重保证风电机组大功率故障情况下的模型精度；
（3）进行机电暂态稳定校核时要考虑系统严重故障，此时风电机组机端电压往往跌落至0.5（p.u.）以下，因此实测建模时要着重保证机端电压严重跌落情况下的模型精度。
基于以上实际应用需求，首先获取风电机组在大功率（> 0.9 PN）下发生三相短路故障，机端电压分别跌落至0.2（p.u）、0.35（p.u）、0.5（p.u.）、0.75（p.u）的实测数据；接着采用最小二乘法拟合数据得到系数；最后在仿真模型中微调拟合系数和有功电流、无功电流限值等参数，使模型精度达到要求，最终辨识出低电压过渡过程中相关的关键参数。表 1为某厂家风电机组低电压过渡控制关键参数实测拟合值，图 2为PSASP仿真数据与实测数据对比结果，其中U为风电机组机端线电压有效值，Q为风电机组输出的无功功率。
| 表 1 某厂家低电压过渡控制关键参数实测拟合值 Table 1 Measured fitting value of key parameters of low voltage ride through of a manufacture |
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| 图 2 PSASP仿真数据与实测数据对比 Figure 2 Comparison between simulation data and measured data of PSASP 图中：—实测数据；--仿真数据。 |
假定正常运行时风电机组满发且功率因数为1，即无功电流Iq的初始值为0。根据PSASP风电机组模型和表 1的实测结果，在故障期间（t1-t2）和恢复阶段（t2-t3）有功功率P和无功功率Q的表达式分别为式（5）和式（6），瞬时功率缺额ΔP为式（7）。
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(5) |
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(6) |
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(7) |
式中：Us为故障前后稳态运行时机端线电压标幺值（一般为1），Uf为故障期间机端线电压标幺值，Id为有功电流标幺值（满功率对应1），t1、t2、t3分别为故障开始时刻、故障清除时刻和有功功率恢复完成时刻。
2.2.1 低电压过渡对暂态过电压的影响机理风电机组在低电压过渡期间以无功控制优先，其无功功率输出增加，有功功率大幅降低，从而导致故障后风电场侧出现大量无功盈余，主要包括两部分：第一部分是风电机组有功功率降低后盈余的无功补偿量ΔQL（通常为电容器提供），可用式（8）近似表达（假设无功就地补偿，线路传输无功功率为0），第二部分是风电机组增发的无功功率，如式（6）所示，则由盈余无功功率引起的暂态压升为式（9）。
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(8) |
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(9) |
式中：QL为第一部分盈余无功功率；QW为第二部分盈余无功功率；XL为线路电抗；ΔU为风电机组暂态压升；S为风电机组侧短路容量。
考虑严重情况，即500 kV线路发生三相故障，导致区域内大部分风电机组进入低电压过渡模式，故障持续时间（t2-t1）一般为0.1 s，而恢复阶段（t3-t2）至少为2.5 s，即恢复阶段时间远大于故障持续时间。第一部分和第二部分盈余无功功率随风电机组机端电压跌落深度的变化趋势见图 3。可以看出，对于严重故障，即风电机组机端电压跌落较深时，第一部分盈余无功功率是第二部分盈余无功功率的1.5倍以上，则综合两部分盈余无功功率的持续时间和大小可以发现：第一部分盈余无功功率对机端暂态压升的影响起主导作用，因此通过保持较大的有功功率水平，例如故障清除后以较快的速度恢复有功功率，可大幅降低盈余无功功率和暂态过电压水平。
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| 图 3 盈余无功功率曲线 Figure 3 Surplus Reactive power curve |
对于风火打捆系统，系统的频率响应可用式（10）表达[15]。
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(10) |
式中：HG为同步发电机的惯性时间常数，Δf为频率偏移量，ΔPM、ΔPW和ΔPL分别是同步发电机功率、风电机组输出功率以及系统负荷的变化量。
由式（10）可知，功率缺额导致发电机转速下降，即系统频率降低，而由风电机组低电压过渡造成的瞬时功率缺额如式（7）所示，则故障期间和恢复阶段累计功率缺额如式（11）所示。同样考虑严重故障，故障持续时间（t2-t1）为0.1 s，而恢复阶段（t3-t2）至少为2.5 s，则恢复阶段累计功率缺额较大，其对暂态频率的影响起主导作用，因此通过提高有功功率恢复速度，可大幅降低累计功率缺额，提升暂态频率特性。
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(11) |
某地区电网属于典型的大规模新能源集中外送型电网，其中220 kV及以上火电装机容量为5610 MW，风电装机容量为3980 MW，光伏装机容量为600 MW，集中接入500 kV S1站分区和S2站分区，最小负荷990 MW。当地负荷水平低，风火电源需通过联络通道输送至负荷中心。该地区电网拓扑示意图见图 4，通过四回500 kV线路与主网相连，包括3座500 kV火力发电厂，即A厂、B厂、C厂。
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| 图 4 地区电网拓扑示意图 Figure 4 Topology diagram of power grid in the region |
该地区受联络通道发生跨线故障后暂态频率和机端暂态过电压制约，220 kV风电总出力限额为2000 MW[16]（ 折算成风电同时率为50%），风电消纳能力严重不足。因此为验证低电压过渡控制参数对系统暂态频率和暂态过电压的影响情况，选取该地区220 kV风电总出力断面作为研究对象。在基础潮流中依次改变低电压过渡控制参数的大小，在外送通道N-2跨线故障时，观测系统最低频率和风电机组机端暂态过电压水平，以此判断各控制参数对暂态过电压和最低频率的影响趋势和程度。
为厘清低电压过渡期间风电机组有功、无功响应特性对暂态频率和暂态过电压的影响程度，基于表 1获取的实测参数，分别改变有功电流计算系数、无功电流计算系数和有功电流恢复速率，对各种方式下系统暂态频率和过电压进行仿真计算。
3.1 风电机组低电压过渡有功参数影响分析仿真计算中保持低电压过渡无功电流计算系数K1_Iq_LV为1，有功功率恢复速率Pg_RECOVER为0.07，分别改变有功电流计算系数K1_Id_LV为0.5、0.9和1.3，形成方式M2、M1和M3，得到暂态最低频率fmin和过电压ΔU数据如表 2所示，曲线如图 5所示。
| 表 2 各方式下暂态最低频率和过电压 Table 2 Transient minimum frequency and overvoltage under various modes |
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| 图 5 有功参数影响曲线图 Figure 5 Influence curve of active parameters |
由图 5（c）、5（d）可知，增加有功电流计算系数K1_Id_LV可以提高故障期间的有功功率，但对恢复阶段的有功功率基本无影响，同时对故障期间的无功功率（第二部分盈余无功功率）也无影响。在暂态过电压方面，改变有功电流计算系数K1_Id_LV不影响第一部分和第二部分盈余无功功率，因此对暂态过电压影响较小，如图 5（a）所示。在暂态频率方面，改变有功电流计算系数K1_Iq_LV仅影响故障期间的有功功率，且持续时间短，而恢复期间的有功功率基本一致，因此对暂态频率影响同样相对较小，如图 5（b）所示。
3.2 风电机组低电压过渡无功参数影响分析仿真计算中保持有功电流计算系数K1_Id_LV为0.9，有功功率恢复速率PRECOVER为0.07，分别改变无功电流计算系数K1_Iq_LV为1、1.5和2，形成方式M1、M4和M5，得到暂态最低频率fmin和过电压ΔU数据如表 2所示，曲线如图 6所示。
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| 图 6 无功参数影响曲线图 Figure 6 Influence curve of reactive parameters |
由图 6（c）、6（d）可知，增加无功电流计算系数K1_Iq_LV可以提高故障期间的无功功率（第二部分盈余无功功率），但对故障期间及恢复阶段的有功功率基本无影响。在暂态过电压方面：改变无功电流计算系数K1_Iq_LV，导致第二部分盈余无功功率发生变化，但有功功率未变化，于是第一部分盈余无功功率保持不变，由于第一部分盈余无功功率对机端暂态压升的影响起主导作用，因此整体对暂态过电压影响较小，如图 6（a）所示；在暂态频率方面：改变无功电流系数K1_Iq_LV基本不影响有功功率，因此对暂态频率的影响相对较小，如图 6（b）所示。
3.3 风电机组低电压过渡有功恢复参数影响分析仿真计算中保持有功电流计算系数K1_Id_LV为0.9，无功电流计算系数K1_Iq_LV为1，分别改变有功功率恢复速率PRECOVER为0.07、0.2和1，形成方式M1、M6和M7，得到暂态最低频率fmin和过电压ΔU数据如表 2所示，曲线如图 7所示。
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| 图 7 有功恢复参数影响曲线图 Figure 7 Influence curve of active recovery parameters |
由图 7（c）、7（d）可知，增加有功功率恢复速率IRECOVER只改变恢复阶段的有功功率，对故障期间的有功功率和无功功率无影响。则暂态过电压方面，加快有功功率恢复，对第二部分盈余无功功率无影响，但能有效降低第一部分盈余无功功率，因此有助于降低暂态过电压水平，尤其在有功恢复速度较小时，效果更明显，如图 7（a）所示。对于系统频率，在暂态频率方面，有功功率恢复速度加快，明显减少了系统功率缺额，因此暂态频率得到改善，如图 7（b）所示。
4 参数优化建议由上述分析可知，风电机组在低电压过渡过程中输出的有功电流、无功电流特性会对交流故障后系统暂态频率和风电机组机端的暂态过电压产生较大影响。暂态过电压主要由两部分盈余无功功率造成，第一部分是由风电机组有功功率降低后导致的盈余无功功率，第二部分是风电机组故障期间增发输出的无功功率。其中第一部分盈余无功功率对暂态过电压水平起主导作用；暂态频率主要由故障期间和恢复阶段有功功率缺额造成，其中恢复阶段有功功率缺额对暂态频率水平起主导作用。
对于故障期间的有功电流计算系数K1_Id_LV，其值越大越好，增加有功电流计算系数K1_Id_LV可以明显降低第一部分盈余无功功率，有助于抑制暂态过电压是有益的；对于故障期间的无功电流K1_Iq_LV，其值越大越好，虽然无功电流计算系数K1_Iq_LV增大了，但因其故障持续时间较短，对暂态过电压影响较小，反而能够更好地支撑电压恢复；对于有功恢复速率PRECOVER，其值越大越好，提高有功电流恢复速率，可以降低第一部分盈余无功功率，有助于抑制机端暂态过电压水平，同时缓解系统故障后的功率缺额，改善暂态频率特性。
针对交流故障后存在暂态频率和暂态过电压问题，在当前国家标准的技术要求范围内[16]，提出以下优化原则：
（1）在保障暂态功角稳定的基础上，尽可能提高有功功率的恢复速率，尤其是改造目前不满足标准要求的机组，即PRECOVER＜20% PN /s；
（2）在满足无功电流要求的基础上，即K1_Iq_LV≥1.5，还可考虑增加有功电流计算系数。
5 结语本文探讨了特定仿真需求下实测建模工况的考虑原则，对比了风电机组低电压过渡过程中有功、无功对系统频率和机端电压暂态特性的影响，同时分析了各参数的敏感性，并提出了风电机组的低电压过渡控制策略和参数优化原则，可为解决新能源高占比小规模区域电网情形下由风电机组低电压过渡引发的暂态频率和暂态过电压问题提供一种可行性思路和解决办法。
| [1] |
马进, 赵大伟, 钱敏慧, 等. 大规模新能源接入弱同步支撑直流送端电网的运行控制技术综述[J].
电网技术, 2017, 41(10): 3112-3120 MA Jin, ZHAO Dawei, QIAN Minhui, et al. Reviews of Control Technologies of Large-Scale Renewable Energy Connected to Weakly-Synchronized Sending-End DC Power Grid[J]. Power System Technology, 2017, 41(10): 3112-3120 (  0)
|
| [2] |
冀肖彤. 抑制HVDC送端交流暂态过电压的控制系统优化[J].
电网技术, 2017, 41(3): 721-728 JI Xiaotong. Optimization of HVDC control system for mitigating AC transient overvoltage on rectifier station[J]. Power System Technology, 2017, 41(3): 721-728 ( 0)
|
| [3] |
王熙纯, 刘纯, 林伟芳, 等. 风电机组故障穿越特性对大规模风电直流外送系统暂态过电压的影响及参数优化[J].
电网技术, 2021, 45(12): 4612-4621 WANG Xichun, LIU Chun, LIN Weifang, et al. Influence of Wind Turbine Fault Ride Through Characteristics on Transient Overvoltage of Large-scale Wind Power DC Transmission Systems and Parameters Optimization[J]. Power System Technology, 2021, 45(12): 4612-4621 ( 0)
|
| [4] |
张叔禹, 赵永飞, 王乐媛, 等. 低电压过渡能力测试设备的阻抗变化对风电机组入网电流的影响分析[J].
内蒙古电力技术, 2014, 32(4): 5-9 ZHANG Shuyu, ZHAO Yongfei, WANG Yueyuan, et al. Effect of Low Voltage Ride Through Test Impedance Variation to Grid Current of Wind Turbines[J]. Inner Mongolia Electric Power, 2014, 32(4): 5-9 ( 0)
|
| [5] |
贾俊川, 金一丁, 赵兵, 等. 风电机组低电压过渡控制对系统暂态过电压的影响及优化[J].
电网技术, 2021, 45(2): 526-533 JIA Junchuan, JIN Yiding, ZHAO Bing, et al. Impact Analysis and Performance Optimization of LVRT Control of Wind Turbine on Transient Overvoltage of Power System[J]. Power System Technology, 2021, 45(2): 526-533 ( 0)
|
| [6] |
邢文珑, 薛宇, 任永峰, 等. 风氢耦合提升分散式风电消纳及低电压过渡能力研究[J].
内蒙古电力技术, 2020, 38(2): 7-12 XING Wenlong, XUE Yu, REN Yongfeng, et al. Research on Wind-Hydrogen Coupling Enhancing Distributed Wind Power Consumption and LVRT Capability[J]. Inner Mongolia Electric Power, 2020, 38(2): 7-12 ( 0)
|
| [7] |
贺静波, 庄伟, 许涛, 等. 暂态过电压引起风电机组连锁脱网风险分析及对策[J].
电网技术, 2016, 40(6): 1839-1844 HE Jingbo, ZHUANG Wei, XU Tao, et al. Study on Cascading Tripping Risk of Wind Turbines Caused by Transient Overvoltage and Its Countermeasures[J]. Power System Technology, 2016, 40(6): 1839-1844 ( 0)
|
| [8] |
韩平平, 陈凌琦, 胡迪, 等. 直流闭锁暂态过电压对风电外送影响及其抑制措施[J].
电力系统保护与控制, 2018, 46(5): 99-105 HAN Pingping, CHEN Lingqi, HU Di, et al. Impact of transient overvoltage caused by DC block on wind power transmission and its suppression measure[J]. Power System Protection and Control, 2018, 46(5): 99-105 ( 0)
|
| [9] |
曹生顺, 张文朝, 王蒙, 等. 大容量直流发生功率大扰动时送端风电机组暂态过电压快速分析方法研究[J].
高电压技术, 2017, 43(10): 3300-3306 CAO Shengshun, ZHANG Wenchao, WANG Meng, et al. Study on Fast Analysis Method Transient Fundamental Frequency Overvoltage of Wind Turbine Generators in Sending System when Serious Power Disturbances Occur in Large-capacity UHVDC[J]. High Voltage Engineering, 2017, 43(10): 3300-3306 ( 0)
|
| [10] |
刘洋, 王聪颖, 夏德明, 等. 电网故障导致大面积风电低电压穿越对电网频率的影响分析及措施[J].
电网技术, 2021, 45(9): 3505-3514 LIU Yang, WANG Congying, XIA Deming, et al. Analysis and Measures of Influence of Large Area Wind Power Low Voltage Ride Through Caused by Power Grid Fault on Power Grid Frequency[J]. Power System Technology, 2021, 45(9): 3505-3514 ( 0)
|
| [11] |
祁永福, 戴扬宇, 陈煌. 风电并网对海南电网系统稳态影响的研究[J].
机电工程技术, 2017, 46(12): 134-139 QI Yongfu, DAI Yangyu, CHEN Huang. Study on the Influence of Wind Power Integration on the Steady State of Hainan Power Grid[J]. Mechanical & Electrical Engineering Technology, 2017, 46(12): 134-139 ( 0)
|
| [12] |
刘巨, 姚伟, 文劲宇, 等. 大规模风电参与系统频率调整的技术展望[J].
电网技术, 2014, 38(3): 638-646 LIU Ju, YAO Wei, WEN Jinyu, et al. Prospect of Technology for Large-Scale Wind Farm Participating Into Power Grid Frequency Regulation[J]. Power System Technology, 2014, 38(3): 638-646 ( 0)
|
| [13] |
李军徽, 冯喜超, 严干贵, 等. 高风电渗透率下的电力系统调频研究综述[J].
电力系统保护与控制, 2018, 46(2): 163-170 LI Junhui, FENG Xichao, YAN Gangui, et al. Survey on frequency regulation technology in high wind penetration power system[J]. Power System Protection and Control, 2018, 46(2): 163-170 ( 0)
|
| [14] |
王琦, 郭钰锋, 万杰, 等. 适用于高风电渗透率电力系统的火电机组一次调频策略[J].
中国电机工程学报, 2018, 38(4)974-984, 1274 WANG Qi, GUO Yufeng, WAN Jie, et al. Primary Frequency Regulation Strategy of Thermal Units for a Power System with High Penetration Wind Power[J]. Proceedings of the CSEE, 2018, 38(4)974-984, 1274 ( 0)
|
| [15] |
中国电力科学研究院. 电力系统分析综合程序7.6版-动态元件模型库用户手册[Z]. 北京: 中国电力科学研究院, 2021.
( 0)
|
| [16] |
阴宏民, 孙俊杰, 尹路, 等. 赤峰电网风火联合控制策略研究[J].
东北电力技术, 2019, 40(8): 39-42 YIN Hongmin, SUN Junjie, YIN Lu, et al. Research on Wind-Fire Joint Control Strategy for Chifeng Power Grid[J]. Northeast Electric Power Technology, 2019, 40(8): 39-42 ( 0)
|
| [17] |
中国电力企业联合会. 风电场接入电力系统技术规定第1部分: 陆上风电: GB/T 19963.1-2021[S]. 北京: 中国标准出版社, 2021.
( 0)
|