考虑源荷随机波动特性的风电改进调频控制策略

doi:10.12096/j.2096-4528.pgt.260213

考虑源荷随机波动特性的风电改进调频控制策略

张小莲, 胡淇, 郝思鹏, 黄鹏

南京工程学院电力工程学院，江苏省南京市 211167

Improved Frequency Regulation Control Strategy of Wind Power Considering Random Fluctuation Characteristics of Source-Load

ZHANG Xiaolian, HU Qi, HAO Sipeng, HUANG Peng

School of Electric Power Engineering, Nanjing Institute of Technology, Nanjing 211167, Jiangsu Province, China

收稿日期: 2025-06-12 修回日期: 2025-08-22

基金资助:

国家自然科学基金项目. 52107098

Received: 2025-06-12 Revised: 2025-08-22

Fund supported:

National Natural Science Foundation of China. 52107098

作者简介 About authors

张小莲(1985)，女，博士，教授，研究方向为风力发电技术、微电网控制技术，zhangxl530@163.com；

胡淇(2000)，男，硕士研究生，研究方向为风力发电一次调频技术，sqhuqi0729@163.com。

摘要

目的大规模风电接入导致电网惯量下降，而且湍流风速下风机的波动功率合并负荷随机波动会加剧电网频率波动，为此，提出了一种基于源荷综合波动量并考虑源荷随机波动特性的风电控制策略。方法针对传统下垂控制策略面对不同等级的源荷波动情况下无法合理提供功率而导致调频效果较差的现象进行了机理分析，并基于湍流风速的预测值与负荷端波动量构建了源荷综合变化量。根据源荷随机波动提出一种基于源荷综合变化量的调频控制策略，并对风机有功参考值进行前馈修正，以改善风机参与电网调频的效果。结果 MATLAB仿真与风机实验平台的结果表明，该策略提高了风机调频对于风速波动的响应能力，在源荷随机波动下的平均频率偏差、频率跌落程度方面具有明显的优越性。结论该策略有效优化了源荷波动下风机自身运行和参与调频之间的问题，对提高新能源高占比电网的调频能力具有重要意义。

关键词： 双碳 ; 风电 ; 下垂控制 ; 一次调频 ; 湍流特性 ; 源荷波动

Abstract

Objectives Large-scale wind power integration leads to a decrease in grid inertia, and the fluctuating power of wind turbines combined with random fluctuation of load under turbulent wind speed aggravates the frequency fluctuation in the power grid. Therefore, a wind power control strategy is proposed based on the comprehensive fluctuation of source-load, considering their random fluctuation characteristics. Methods A mechanistic analysis is conducted to address the issue where traditional droop control strategy fails to provide reasonable power in response to source-load fluctuations at different levels, leading to poor frequency regulation performance. Based on the predicted turbulent wind speed and load fluctuations, a comprehensive variation of source-load is constructed. A frequency regulation control strategy based on the comprehensive variation of source-load is proposed, which involves feedforward correction of the active power reference value of the wind turbine to improve the wind turbine’s participation in grid frequency regulation. Results The results of MATLAB simulation and wind turbine experimental platform show that this strategy improves the responsiveness of wind turbine frequency regulation to wind speed fluctuation, and demonstrates a significant advantage in terms of average frequency deviation and degree of frequency drop under random source-load fluctuations. Conclusions This strategy effectively improves the issue between the wind turbine’s own operation and its participation in frequency regulation under source-load fluctuations, and is of significant importance for improving the frequency regulation capability of power grids with a high proportion of renewable energy.

Keywords： dual carbon ; wind power ; droop control ; primary frequency regulation ; turbulence characteristics ; source-load fluctuation

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本文引用格式

张小莲, 胡淇, 郝思鹏, 黄鹏. 考虑源荷随机波动特性的风电改进调频控制策略. 发电技术[J], 2026, 47(2): 359-369 DOI:10.12096/j.2096-4528.pgt.260213

ZHANG Xiaolian, HU Qi, HAO Sipeng, HUANG Peng. Improved Frequency Regulation Control Strategy of Wind Power Considering Random Fluctuation Characteristics of Source-Load. Power Generation Technology[J], 2026, 47(2): 359-369 DOI:10.12096/j.2096-4528.pgt.260213

0 引言

随着“双碳”目标的提出，中国正大力发展风能、太阳能、地热能等新能源^[1-2]。然而，风电装机容量的不断提高给电网带来了一系列新问题^[3-4]。现今大部分的风电机组通过先进的电力电子变流装置接入电网，导致风电机组的转子转速和电网频率解耦。风机无法有效及时地响应系统侧的频率变化，从而降低了电网的惯性，将导致系统的频率稳定性受到影响^[5]。因此，针对风电机组参与一次调频的技术引起了国内外广泛关注和研究。

根据当前风机响应电网一次调频的需求，按能量来源可以将风电参与一次调频的方法分为3类，即转子动能控制、功率备用控制和风储联合控制^[5-6]。其中针对风机本身动能进行利用的是转子动能控制和功率备用控制。转子动能控制又可以细分为虚拟惯量控制和下垂控制，它能够在短时间内超发功率维持频率稳定，但参与调频后的风机转速需要恢复，这使系统存在频率二次跌落的风险^[7-9]。功率备用控制包括超速减载控制和变桨矩角控制，可通过预留备用功率去补偿调频时的有功功率缺额^[10]，缺点是备用功率的存在降低了风机运行的经济效益。风储联合控制虽然能够提供足够的功率，但需要增设额外的储能装置，这提高了建设和维护成本^[11-15]。

上述传统策略主要聚焦于响应电网调频的荷端波动，分析使用的源端风速多为恒定风速，但风机实际运行时，大部分场景面临的是湍流风速。湍流风速具有很强的波动性与随机性，会导致风机出现追踪风速困难或失效等问题。不确定的风速会使风机输出的电磁功率产生波动，在风电占比日益提高的现在，这一波动会对电力系统的频率产生极大的影响^[16-18]。文献[19-23]针对源端考虑了湍流风速的波动性和随机性，对传统3类控制策略进行了适应性修改与优化，进一步提升了风机对于湍流风速的追踪。文献[24]分析了风速条件变化影响自适应算法的机理，提出了考虑变化湍流风速条件的改进自适应转矩控制方法。文献[25]虽然考虑了源荷功率随机波动特性对系统频率产生的影响，但策略上偏重于超级电容器的容量优化配置与控制，并未充分发挥风机本体的调频能力。上述研究均忽略了源端风速的湍流特性，在考虑风速特性时较为笼统，未针对平均风速和湍流强度等重要风速指标进行研究。

文献[26-27]针对源端不同风速特性的湍流风对电网频率的影响进行了分析，在传统的超速减载结合下垂控制策略的基础上进行适应性改进，但是这2类方法需要减载运行，风能利用系数较低。本文在上述基础上进一步研究发现，对于不同程度源荷功率波动，下垂控制会不同程度地影响策略效果。

因此，本文在保证调频效果的前提下，首先研究了下垂控制策略面对不同源荷端波动情况的难点和机理；然后结合风机运行曲线和负荷波动情况，在考虑风速周期特性、动态特性的情况下，提出源荷综合波动量，从而计算出前馈控制量辅助风机调频；最后提出了考虑源荷随机波动特性的风电改进调频控制策略(简称“考虑源荷策略”(strategy considering source-load，SSL))。采用该策略可使单台风机在不借助储能的情况下，合理调配转子动能，应对源荷双重的波动，从而提高面对不同源荷随机波动的风机稳定性和电网频率质量。本文改进策略对于单台风机的输出进行了更合理的分配，与现有的考虑湍流特性的风电一次调频改进超速减载控制策略^[27](简称“考虑湍流特性策略”(strategy considering turbulent characteristics，STC))相比，具有更好的调频效果。

1 风电调频模型和控制策略

1.1 风电参与一次调频的模型

根据贝茨理论可得风力机的风能捕获功率为

\{\begin{array}{l} P_{m} = 0.5 ρ π R^{2} v^{3} C_{p} (λ, β) \\ C_{p} = 0.5 (116 / λ - 0.4 β - 5) e^{- 21 / λ_{1}} + 0.006 8 λ \\ λ_{1} = [1 / (λ + 0.08 β) - 0.035 / (β^{3} {+ 1)]}^{- 1} \end{array}

(1)

式中： $ρ$ 为空气密度；R为风轮半径；v为风速； $λ = ω R / v$ ，为叶尖速比，其中 $ω$ 为风力机的角速度； $β$ 为桨距角；C_p为风能利用系数；λ₁为叶尖速比系数。

风电机组最大功率跟踪(maximum power point tracking，MPPT)的有功参考值 $P_{m a x}$ 和转速 $ω$ 之间的关系满足如下表达式^[28]：

\{\begin{array}{l} P_{m a x} = K_{o p t} ω^{3} \\ K_{o p t} = \frac{0.5 ρ π R^{5} C_{p}^{m a x}}{λ_{o p t}^{3}} \end{array}

(2)

式中：K_opt为最优转矩增益； $C_{p}^{m a x}$ 为最大风能利用系数；λ_opt为最优叶尖速比。

电网一阶频率响应模型如图1所示，其中电网模型采用了一种低阶系统频率响应(system frequency response，SFR)模型，该模型可用于估计电网在功率不平衡扰动下的频率变化。图1中：H_d为电网的惯性时间常数；s为微分算子；D_S为电网的阻尼系数；K_m为机械功率增益系数；F_H为高压汽轮机组产生的部分功率；T_Re为再热时间常数；R_G为同步发电机的下垂系数；P_e是风电机组的输出功率；P_M是传统同步发电机组的输出功率；P_L是负荷功率；Δf是电网频率偏差。

图1

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图1 电网一阶频率响应模型

Fig. 1 First-order frequency response model of power grid

1.2 下垂控制

图2为下垂控制流程图，其中：f为系统实际运行频率；f_N为系统额定频率；ΔP_droop为下垂附加功率；K_d为下垂系数；P_MPPT为风机运行在MPPT控制下的输出功率；P_ref为风机输出参考电磁功率。

图2

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图2 下垂控制流程

Fig. 2 Droop control flow

下垂控制是一种以频率变化量为参考，对风电机组附加的控制环节，可以使风电机组具备类似传统同步机组的下垂特性，进而响应系统频率偏差。其下垂控制增发的有功功率为

Δ P_{d r o o p} = K_{d} (f_{N} - f)

(3)

2 源荷双重波动下的难点分析

根据IEC 61400-1标准，风速湍流等级包括A、B、C三个等级，其中A级湍流强度最大，C级最小。图3是平均风速为8 m/s，湍流等级为A(简称为8A)的风速序列图。图4为8A风速下不同下垂系数在100 s时负荷突增5%的频率偏差对比图。在负荷未发生突增时，下垂系数越大的策略对于平抑由源端波动造成的频率偏差的效果越好。负荷在100 s发生较小的突增时，风速正处于上升周期，下垂控制可以有效地利用风机的转子动能，对调频效果进行改善。由图4可知，在负荷小幅度突增合并风速波动下，最大的下垂系数能够很好地改善非调频时刻与调频时刻的调频效果。

图3

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图3 8A风速

Fig. 3 8A wind speed

图4

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图4 8A风速下负荷波动5%的频率偏差

Fig. 4 Frequency deviation of 5% load fluctuation under 8A wind speed

图5为8A风速下不同下垂系数在100 s时负荷突增10%的频率偏差对比图。在100 s发生负荷较大的突增时，风速正处于上升周期，由图5可以看出，下垂系数K_d=0.4 $\times$ 10⁶比K_d=0.2 $\times$ 10⁶调频效果好。但是下垂系数最大(即K_d=0.6 $\times$ 10⁶)时由于反馈的附加功率过大，透支了风机转子动能，反而造成了频率的跌落。因此，面对这种源荷双重波动的情况时，越大的下垂系数不一定对调频能起到正面效果。

图5

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图5 8A风速下负荷波动10%的频率偏差

Fig. 5 Frequency deviation of 10% load fluctuation under 8A wind speed

由以上案例可以得出，下垂控制仅是简单地将功率波动产生的Δf作为后反馈量，从而对风机参考功率进行修改，而并未考虑湍流风速下风机的运行状态，这使得其在面对复杂的源荷双重波动时无法合理提供功率而导致调频时刻效果较差。本文针对上述问题进行了考虑源荷双重随机波动的策略研究，以此提高风机的运行稳定性，改善风机参与电网调频的效果。

3 风电改进调频控制

3.1 源荷综合变化量

湍流风速下的风机在面临调频需求时，需要同时考虑湍流风速所导致的功率波动量和负荷端的随机波动量。本文基于源荷双重波动，兼顾了风速的周期特性和动态特性，提出了源荷综合变化量这一概念，其表达式为

Δ P_{s} = λ_{L} Δ P_{L} - (1 + a) \cdot Δ P_{w i n d}

(4)

式中：λ_L为负荷波动量的权重，本文仿真时λ_L取值为2，以有效保证负荷波动时刻的调频效果； $Δ P_{L}$ 为负荷波动量； $Δ P_{w i n d}$ 为风功率波动量；1+a为风功率波动输出功率的权重系数，其中a为风速实时加速度，m/s²，范围为[-1,1]。

3.2 源端随机波动功率的获取

风机风能捕获的功率波动平均值计算式为：

Δ P_{a v g} = \frac{d P_{m}}{d v} |_{v = v_{A}} \cdot Δ v

(5)

\frac{d P_{m}}{d v} = 0.5 ρ π R^{2} \cdot 3 v^{2} C_{p} (λ, β)

(6)

式中：v_A为风速波动时刻的风速；∆v为风速瞬时变化量。

衡量湍流风速的主要指标有平均风速 $\bar{v}$ 、湍流强度 $T_{i}$ 。表达式如下：

\bar{v} = \frac{1}{T} \int_{0}^{T} v d t

(7)

T_{i} = \frac{σ}{\bar{v}}

(8)

式中：T为计算周期时长；t为时间； $σ$ 为湍流风速的标准偏差，这里将风速在平均风速附近波动的平均偏差值 $Δ v$ 近似于湍流风速的标准偏差 $σ$ ，即 $Δ v \approx σ$ 。

IEC 61400-1标准给出了湍流强度 $T_{i}$ 与平均风速 $\bar{v}$ 的关系：

T_{i} = \frac{I_{r e f} (0.75 \bar{v} + 5.6)}{\bar{v}}

(9)

式中 $I_{r e f}$ 为湍流强度系数，本文湍流等级为A、B、C时对应的 $I_{r e f}$ 分别为0.16、0.14、0.12。

将式(8)和式(6)代入式(5)可得：

Δ P_{a v g} = 0.5 ρ π R^{2} \cdot 3 {\bar{v}}^{2} C_{p} (λ, β) \cdot \bar{v} \cdot T_{i}

(10)

进一步简化可得：

\{\begin{array}{l} Δ P_{a v g} = 3 \cdot K \cdot T_{i} \cdot {\bar{v}}^{3} \\ K = 0.5 ρ π R^{2} C_{p} (λ, β) \end{array}

(11)

为了同时考虑湍流风速的动态特性与周期特性，选取风速的加速度来反映风机功率的变化趋势。当风速加速度为负时，为了使风机在风速下降时不过分透支转子动能，需要对加速度进行以下处理：

a^{'} = \{\begin{array}{l} a, a \geq 0 \\ 0.2 a, a < 0 \end{array}

(12)

式中 $a^{'}$ 是处理后的风速加速度。

源端随机功率可以由以下表达式计算得出：

Δ P_{w i n d} = Δ P_{a v g} \cdot a^{'}

(13)

将式(11)代入式(13)可得：

Δ P_{w i n d} = 3 \cdot K \cdot {\bar{v}}^{3} \cdot T_{i} \cdot a^{'}

(14)

面对不同湍流风况与负荷波动，源荷综合变化量的情况讨论如下。

1）非调频时刻

情况①：若a≥0，(1+a)的范围是[1,2]， $Δ P_{w i n d} >$ 0， $- (1 + a) \cdot Δ P_{w i n d} <$ 0。此时风机可以有效识别上升风速，并抑制由源端造成的上升波动，从而改善调频效果。

情况②：若a<0，(1+a)的范围是[0,1)， $Δ P_{w i n d}$ $<$ 0， $- (1 + a) \cdot Δ P_{w i n d}$ $>$ 0。此时风机可以有效识别下降风速，并释放额外的转子动能，从而改善风速跌落造成的频率下降。

2）调频时刻(仅讨论负荷突增的极端情况)

情况③：若a≥0，(1+a)的范围是[1,2]， $Δ P_{w i n d} >$ 0， $Δ P_{L} >$ 0且权重较高，故 $Δ P_{s} >$ 0。此时风机的主要任务是调频，故主要为调频提供额外功率，且由于 $- (1 + a) \cdot Δ P_{w i n d} <$ 0，风机输出的功率并没有因为调频而过分透支。在调频过程结束后，风机将重回非调频时刻。

情况④：若a<0，(1+a)的范围是[0,1)， $Δ P_{w i n d} <$ 0， $- (1 + a) \cdot Δ P_{w i n d}$ ≥0， $Δ P_{L} >$ 0且权重较高，总体 $Δ P_{s} >$ 0， $Δ P_{s}$ ≥ $2 Δ P_{L}$ 。此时风速处于下降区间，在保证调频效果的前提下，随着加速度的降低，风机可以保守提供额外功率，从而避免因转子动能过度透支所导致的频率二次跌落。

3.3 考虑源荷随机波动特性的风电改进调频控制

本文提出了一种考虑源荷随机波动特性的风电改进调频控制，总体控制框图见图6(a)，前馈源荷功率变化量控制框图见图6(b)，其中：PI为比例积分控制器；∆P_pre为前馈源荷功率变化量；∆f_pre为前馈源荷频率变化量；P_ref为风机参考输出功率。设k为循环次数，前馈源荷功率变化量计算流程见图7，主要计算步骤如下：

图6

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图6 考虑源荷随机波动特性的控制框图

Fig. 6 Control block diagram considering source-load random fluctuation characteristics

图7

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图7 前馈源荷功率计算流程图

Fig. 7 Flow chart of feedforward source-load power calculation

1）计算源端波动功率。利用风速预测值、实时值结合风机的机械功率曲线，采用式(14)对源端波动功率进行计算。

2）根据电网监测的负荷实时变化量求出 $Δ P_{L}$ 。

3）采用式(4)计算源荷综合变化量 $Δ P_{s}$ 。

4）基于简化等值电网模型^[21]与风电功率-频率拟合曲线，计算出预估频率偏差，再经过放大系数求出前馈源荷功率变化量，然后经过比例放大和限幅环节后，对风机输出参考功率进行前馈修正。

4 算例分析

4.1 仿真分析

为验证所提改进策略的优越性及有效性，将下垂控制策略、考虑湍流风速特性策略^[27]和本文的改进策略进行对比分析。

1）仿真参数

设定算例场景的风电占比为15%，仿真时长为200 s，平均风速均为8 m/s，并根据风速的上升与下降情况划分为表1中的6个场景。

表1 风速场景

Tab. 1 Wind speed scenario

场景	湍流等级	负荷突增突变时间/s
1	A	100
2	A	155
3	B	100
4	B	155
5	C	100
6	C	155

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仿真参数如表2所示，其中H_w为风机惯性时间常数。

表2 仿真参数

Tab. 2 Simulation parameters

对象	参数	数值
风机参数	R/m	20
	H_w/s	5.54
	λ_opt	5.8
	C $_{p}^{m a x}$	0.460 3
电网参数	H_d/s	4
	D_S	1
	K_m	0.95
	F_H	0.3
	T_Re/s	8.0
	R_G	0.05
控制器参数	K_d	2×10⁵

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2）仿真结果与分析

场景1、2的仿真结果见图8，统计结果如表3所示。

图8

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图8 A级湍流风速的频率偏差

Fig. 8 Frequency deviation of level A turbulent wind

表3 A级湍流数据

Tab. 3 Level A turbulence data

场景	评估指标	SSL	STC	下垂控制
场景1	平均频率偏差/Hz	-0.084 54	-0.084 58	-0.084 61
	频率最低点/Hz	-0.193 8	-0.208 6	-0.208 9
	平均频率偏差提升率/%	0.08	0.04
	频率最低点提升率/%	7.23	0.14
场景2	平均频率偏差/Hz	0.049 79	0.050 18	0.050 13
	频率最低点/Hz	-0.232 7	-0.234 9	-0.244 4
	平均频率偏差提升率/%	0.69	-0.09
	频率最低点提升率/%	4.79	3.87

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通过A级湍流的数据可以看出，本文改进策略在非调频时刻可以有效抑制由源端湍流风速扰动引起的频率波动，在风速进入上升周期时，改进策略降低了风机的输出，有效地抑制了因为上升导致的频率波动。在风速进入下降周期时，改进策略可以使风机有效地利用上升风速时留存的转子动能，从而提高仅考虑源端波动时的频率低点。同时，源荷变化量计算公式中附加的风速加速度也提高了风机对于风速变化的灵敏度，使风机能更好地追踪风速变化。

在调频时刻，通过场景1数据可以看出，针对发生负荷突增合并风速上升这一情况，本文改进策略可以更及时有效地捕捉到风速变化和负荷突增的特征。此外，由表3数据可知，改进策略在保证平均频率偏差较好的前提下，利用负荷突增时的上升风速，将频率最低点这一调频关键指标提高了7.23%。

通过场景2的数据可以看出，在发生负荷突增合并风速下降时，改进策略可以及时有效地捕捉到风速持续下降的加速度和负荷突增的特征，在调频时刻并未提供较大转子动能，而是进入第3.2节的情况④，保守提供额外功率，避免了传统下垂控制下转速大幅跌落的情况。在10 s后，改进策略利用自身对于风速较好的追踪性能，提高了调频时刻的最低点，提升率达到了4.79%。

场景3、4的仿真结果见图9，统计结果如表4所示。

图9

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图9 B级湍流风速的频率偏差

Fig. 9 Frequency deviation of level B turbulent wind

表4 B级湍流数据

Tab. 4 Level B turbulence data

场景	评估指标	SSL	STC	下垂控制
场景3	平均频率偏差/Hz	-0.055 57	-0.055 68	-0.055 75
	频率最低点/Hz	-0.383 5	-0.387 6	-0.399 6
	平均频率偏差提升率/%	0.32	0.13
	频率最低点提升率/%	4.03	3.00
场景4	平均频率偏差/Hz	-0.021 23	-0.021 61	-0.021 61
	频率最低点/Hz	-0.351 7	-0.374 5	-0.373 2
	平均频率偏差提升率/%	1.76	0.00
	频率最低点提升率/%	5.76	-0.35

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从表4数据可以看出，在确保平均频率偏差改善的前提下，改进策略在风速上升时的调频提升率为5.76%，在风速下降周期时的调频提升率为4.03%。由此可知，改进策略具有良好的适应性。

场景5与6的仿真结果见图10，统计结果如表5所示。可以看出，在C级湍流强度最低的条件下，风速情况主要是局部的小幅度湍流波动，而本文改进策略也依然可以抑制小幅度湍流所导致的频率波动。

图10

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图10 C级湍流风速的频率偏差

Fig. 10 Frequency deviations of level C turbulent wind

表5 C级湍流数据

Tab. 5 Level C turbulence data

场景	评估指标	SSL	STC	下垂控制
场景5	平均频率偏差/Hz	-0.075 99	-0.077 36	-0.077 7
	频率最低点/Hz	-0.320 3	-0.322 5	-0.322
	平均频率偏差提升率/%	2.20	0.44
	频率最低点提升率/%	0.53	-0.16
场景6	平均频率偏差/Hz	-0.054 3	-0.055 4	-0.055 9
	频率最低点/Hz	-0.324 9	-0.331 1	-0.331 5
	平均频率偏差提升率/%	2.86	0.89
	频率最低点提升率/%	1.99	0.12

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此外，从表5数据可以看出，本文改进策略在风速上升时的调频提升率为0.53%，在风速下降周期时的调频提升率为1.99%。

4.2 实验分析

为验证改进策略的有效性，本文在风电调频实验平台中展开测试。该实验平台包含4个部分，分别为风机模拟器、同步机模拟器、风机拖动柜、风机变流并网柜，如图11所示。该实验平台能够模拟含风电机组的电网频率响应。

图11

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图11 实验平台

Fig. 11 Experimental platform

实验中采用一段时长为200 s，平均风速为8 m/s，湍流强度等级为A级的湍流风序列，其具体变化趋势如图3所示。实验负荷设置如下：在40 s处负荷突增5%，经过40 s后(即80 s处)恢复，140 s处负荷突增5%，再经过40 s后(即180 s处)恢复阶梯负荷，具体如图12所示。实验对比了本文的改进策略和传统下垂控制策略，对比结果如图13—15所示，统计结果见表6。

图12

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图12 阶梯负荷

Fig. 12 Step load

图13

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图13 调频效果对比

Fig. 13 Comparison of frequency regulation effects

图14

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图14 风机转子转速对比

Fig. 14 Comparison of wind turbine rotor speeds

图15

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图15 风机输出功率对比

Fig. 15 Comparison of wind turbine output power

表6 实验数据对比统计

Tab. 6 Statistical comparison of experimental data

评估指标	SSL	下垂控制
平均频率偏差/Hz	0.032 616	0.037 526
平均频率偏差提升率/%	13.08
第1次频率最低点/Hz	-0.226	-0.240
第1次频率最低点提升率/%	5.83
第2次频率最低点/Hz	-0.16	-0.18
第2次频率最低点提升率/%	11.11

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从图13与表6可以看出，本文改进策略在非调频时刻有效抑制了风电波动，对改善平均频率偏差这一指标起到了较好的作用。与下垂控制策略相比，在面临多次负荷突变时，改进策略频率波动幅度明显较小，平均频率偏差提升率为13.08%；此外，面对不同风速情况的2次调频时刻的最低点时，改进策略同样分别获得了5.83%与11.11%的提升率。因此，本文改进策略在面对复杂的源荷双重波动时，具有良好的适应性。

5 结论

基于不同源荷波动情况下下垂控制效果变差的机理，通过研究湍流特性、平均风速等风速指标的数学关系，结合负荷随机波动功率，提出源荷综合变化量计算方法。所提的改进策略考虑了源荷随机波动的合并特性，提高了风机调频对风速波动的响应能力，优化了调频效果，较好地改善了面对复杂源荷波动下风电参与电网调频的效果。主要结论如下：

1）所提出的基于源荷综合变化量的调频控制策略能够使风机有效应对不同风况和负荷波动的情况，改善源荷随机波动下的调频效果。

2）仿真和基于实验平台的实验结果表明，相较于已有考虑湍流特性的一次调频控制和传统下垂控制策略，所提改进控制策略在源荷随机波动下的平均频率偏差、频率跌落程度方面具有明显的优越性。

参考文献

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文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

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龙潇，张晋宾，陈令特．

未来能源技术展望

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