高風電滲透下電網調峰運行時的頻率穩定控制策略研究

郭良杰，王德林，謝 棚，牛景瑤，喻 心，孫超

（西南交通大學電氣工程學院，四川 成都 611756）

近年來，高比例新能源并網改變了電網中的電源結構比例。以風電和光伏為代表的可再生能源通過電力電子設備接口大量并網，將會導致電網慣性降低，增加電網在遭遇故障擾動下發生頻率失穩的風險[1]。新時代下可再生能源的接入規模將會影響我國電力系統穩定性[2-3]，而頻率穩定作為電網安全運行的先決條件，不參與調頻的可再生能源發電比例越高，越不利于電力系統的頻率穩定控制[4]。因此，如何保障電網在調峰運行時的頻率穩定控制尤為重要。此外，新能源發電是隨機和不可控的，這增加了電網在調峰運行時的調頻壓力，影響系統運行安全性。

隨著新能源發電的迅猛發展，火電機組亟需進入調峰狀態以提高新能源并網消納能力。文獻[5]基于火電機組參與電網深度調峰的背景下，結合經典的PID 控制方法并通過機理分析提出實時變參數控制方法，實現了火電機組深度調峰運行時與可再生能源的協調控制。文獻[6]考慮新能源接入對系統頻率特性的影響，將限幅環節引入到調峰火電機組中，仿真分析表明限幅環節動作時會惡化調峰機組的頻率特性。文獻[7]通過分析風電機組的一次調頻能力和火電機組的深度調峰能力之間的關系，以滿足經濟最優為目標，建立了風火聯合參與調頻的負荷優化分配模型，緩解了系統的調峰壓力。

文獻[8]針對大規模并網的風電波動功率對電力系統頻率擾動的問題，提出了根據分頻原理的機組動態一次調頻控制方法，在2 區域系統中進行了仿真驗證。在風電并網滲透率逐年提高的背景下，文獻[9]基于分布式模型預測控制原理，提出了一種含風電的AGC 系統控制策略，實現了風電場參與系統調頻，從而降低了常規機組的調頻壓力。此外，張劍云等[10]分析了電網穩定性和穩態頻率誤差，提出了新能源參與頻率穩定控制的2 種方式，并對其進行理論分析和仿真驗證。Bevrani 等人[11]在計及新能源發電的LFC 模型中仿真得出：在高風電滲透率的情況下，風電自身出力的波動會導致系統調頻過程中最大頻率偏差變大。上述文獻從不同角度分析了大規模風電并網下系統的頻率特性和控制策略，但是對高風電滲透下電力系統調峰運行時的頻率特性分析較少，同時也未深入研究電網調峰運行時的頻率穩定問題和對應的解決措施。

為積極推動我國能源轉型，提升可再生能源并網的消納能力，常規火電機組有必要積極開展靈活性改造，在降低其最小技術出力的同時為新能源出讓并網運行空間[12]。已有研究表明，火電機組處于調峰運行時，火電廠的運營成本會隨著風電滲透率的增加而提高[13]。文獻[14]根據影響火電機組調峰能力的因素，建立相關的電力系統能源效率模型，提供了調峰機組多角度經濟性分析的方案，使得系統在經濟性運行的前提下能有足夠的調峰裕度。由于目前對火電機組的深度調峰研究還處于初步階段，較多的文獻還是針對深度調峰運行的影響因素、安全性以及經濟性進行分析，而關于深度調峰后的負荷調節和頻率調節等功能還未進行過深入研究。對此，本文在傳統AGC 模型中引入了新能源滲透率，細化了常規火電機組調峰時的AGC 頻率響應模型，并且對火電機組2 種典型調峰方式和風電調頻策略進行了分析研究。在火電機組層面探討哪種調峰方式有利于頻率穩定，在風電機組層面研究哪種風電調頻策略有助于提高系統調峰運行時的頻率調節能力，并基于以上2 個層面提出了解決電網調峰運行時的頻率穩定問題的新方法。

本文從挖掘傳統火電機組二次調頻能力的角度出發，針對高風電滲透率下電力系統調峰運行時的頻率穩定問題展開研究，建立火電機組處于調峰運行下的AGC 系統模型。首先，在傳統的AGC 系統頻率響應模型中引入了新能源滲透率、調速器死區和發電機出力速率約束這些非線性環節，進行頻率特性分析；其次，研究系統電源側2 種典型的調峰方式對電網頻率調節的影響差異；最后，引入改進的風機綜合慣性控制策略，在改造后的4 機2 區域系統中進行仿真驗證。

1 電網AGC 系統頻率響應的數學模型

1.1 常規火電機組AGC 頻率響應模型

電力系統具有高度非線性與時變特性，雖然可以使用一組微分代數方程組來詳細描述每臺機組的頻率特性及網絡功率的變化情況，但是只能通過迭代積分的方法進行求解，無法通過解析解揭示系統頻率特性的內在機理。

根據電力系統領域的相關文獻[15-16]，單區域再熱式火電機組主要包括調速器、渦輪機、同步發電機及負荷和調頻控制器等環節，可以聚合簡化為圖1 所示的AGC 系統頻率響應模型。圖1 中，Bi和Ri分別表示系統區域i的頻率偏移系數和等值火電機組的調差系數。

圖1 單區域火電機組簡化等值聚合AGC 模型Fig.1 The simplified equivalent aggregation AGC model for single-zone thermal power unit

聯絡線交換功率的變化會影響到互聯系統的功率平衡，遭受負荷擾動時，根據聯絡線功率和頻率的變化量，參考各個區域的動態響應特性，即可確定發生擾動的控制區。然后電網AGC 系統會按照相應的調節標準產生指令信號，調頻器根據該指令信號作用于調速器以使得調速器產生位置增量ΔXgi；在再熱型汽輪機中，汽輪機輸出的機械功率會隨調速器汽閥位置的變化產生ΔPmi的變化量，從而使得同步發電機改變出力補償系統的功率失衡。電力系統負荷頻率控制的目標就是添加相應的控制器使得擾動ΔPL對Δf的影響最小。

忽略系統網損的前提下，考慮同步發電機與負荷的動態特性，等值發電機的傳遞函數H(s)為：

式中：H為系統的轉動慣量系數；D為系統的旋轉阻尼系數；s為對時間的微分算子。

再熱式汽輪機考慮了中間再熱汽容積效應和高壓蒸汽這些環節，在蒸汽再熱回流的過程中能有效提升蒸汽的利用率。當系統中含若干再熱型火電機組時，可以利用加權等值的方法對若干臺機組進行聚合，因此再熱式汽輪機的傳遞函數M(s)為：

式中：FHP為等值汽輪機高壓缸占汽輪機總輸出功率比值的聚合參數；TRi為再熱時間常數；Tti為汽輪機特征系數。

1.2 調速器死區環節

實際系統中火電機組的調速器死區對于頻率振蕩的影響不可忽視，設置合適的調速器死區有利于延長調速器的使用壽命。文獻[17]基于單機等值系統中3 種不同類型的調速器死區對頻率波動的影響展開研究分析，通過仿真驗證了帶有無階躍死區或有階躍死區的系統發生頻率振蕩時不會降低其穩定性。普通型死區在實際系統中應用最廣泛，因此本文主要考慮調速器無階躍死區。

調速器是火電機組中最基本的控制元件，主要是調整機組的轉速及分配機組間的負荷，其數學模型可用傳遞函數W(s)表示為：

式中：Tgi為調速器時間常數。在實際系統中調速器只有在控制輸入信號達到一定閾值時才會動作，設置合適的死區閾值將顯著提高系統的頻率控制動態特性[18-19]。因此需要在圖1 系統模型調速器中加入無階躍死區環節，無階躍死區特性如圖2 所示。

圖2 調速器無階躍死區特性Fig.2 The characteristics of speed governor without step dead zone

圖2 中：h為調速器死區動作的臨界閾值；X和Z分別為非線性環節的輸入和輸出。調速器無階躍死區環節的輸入與輸出可用如下函數來表示：

給該非線性環節一個正弦輸入信號X=Asinω0t，然后采用描述函數法對輸出Z進行線性化[20]，通過傅里葉級數展開表達式F，取前3 項可得：

式(5)中各項系數分別為：

結合式(3)，可得到線性化后的含無階躍死區的調速器傳遞函數Wg(s)為：

式中：βi為傅里葉級數展開后的非線性項系數，且βi=N2/ω0；ξi為傅里葉級數展開后的線性項系數，且ξi=N1；ω0為輸入正弦波的頻率。

1.3 含GRC 的再熱汽輪機模型

實際AGC 系統中，火電機組是通過蒸汽推動汽輪機帶動發電機調節出力的，為了確保汽室壓力和鍋爐溫度等因素處于正常工況下，需要給發電機組的出力速率施加一個上限，即發電機組出力速率限值（generation rate constraint，GRC）。GRC 環節是另一個影響火電機組運行性能的重要因素，含GRC 的再熱式汽輪機模型如圖3 所示。

圖3 含GRC 的再熱汽輪機模型Fig.3 The reheat steam turbine model with GRC

為了獲得準確的頻率控制動態特性，在圖1 系統模型中考慮了GRC 的再熱式汽輪機模型。經過圖2 和圖3 的非線性環節得到的改進AGC 系統模型就是典型的非線性組合系統。

實際火電機組中，發電機出力速率VPmi最大變化值一般為0.15 pu/min，即：

1.4 聯絡線模型

由于實際系統中負荷的波動會導致區域之間功率失衡，為此需在各個控制區域之間設置聯絡線用于功率的交換和平衡，來保證電力系統運行的穩定性和頻率一致性。

定義聯絡線的功率同步系數TI-II為：

式中：U1和U2分別為區域I和II的等效發電機機端電壓；φ1和φ2為對應區域等效發電機的功角；XT為2 區域間的聯絡線等效阻抗。

可知，電網正常運行情形下當相角發生微小偏移時，推導出區域間聯絡線交換功率的變化量為：

式中：ΔPI-Ⅱ為聯絡線交換功率相對計劃值的偏差。

由于Δφ=2π∫Δfdt，然后根據式(9)和式(10)可得到區域Ⅰ和Ⅱ間聯絡線交換功率增量方程為：

進一步對聯絡線交換功率增量方程進行拉普拉斯變換可得到聯絡線的傳遞函數方程N(s)為：

式中：Δf1和Δf2為各區域頻率相對額定值的偏移量。

2 新能源滲透率對AGC系統的影響分析

2.1 新能源滲透率的定義

近年來，由于新能源并網滲透率逐年增加，電網正在向低慣性系統轉變?；痣姍C組因高比例新能源的接入需要調整其運行方式，使用不同的調峰手段來提高系統消納新能源的能力。為簡化分析，定義新能源出力滲透率為新能源發電出力與系統負荷功率的比值，其表達式為：

式中：δ為新能源出力滲透率；SNER為新能源發電出力；SL為系統負荷功率。

根據新能源出力滲透率的定義，則常規機組的發電系數可用1-δ來表示。如果新能源出力滲透率逐漸提高，那么傳統發電機組的發電出力將逐漸下降，系統抵抗負荷擾動的能力也會隨之降低。

2.2 啟停調峰下的頻率響應模型

在火電機組通過調整自身負荷來配合電網實施負荷調節的過程中，主要有啟停調峰和深度調峰2 種典型的調峰運行方式。其中，啟停調峰是指當新能源出力滲透率增加時，火電機組將通過關停并網機組臺數來平衡系統發電盈余的過程。新能源出力滲透率增高意味著新能源機組逐漸取代系統內的火電機組數量，此時的新能源出力滲透率與系統的慣量系數成負相關。若以系統負荷功率作為基準值，隨著滲透率δ不斷增加，系統的轉動慣量系數將會逐漸減小，可以得到表達式為：

式中：Hk為新能源滲透率為δ時的電力系統慣量系數；H0為不含新能源的系統慣量常數。為簡化分析，本文的新能源滲透率δ取值范圍為0～40%。

同時，由于部分并網火電機組的關停，火電機組相關的控制參數也會隨之變化。區域i等效調差系數Ri和等效頻率偏移系數Bi在新能源出力滲透率δ的電力系統中的數值可進一步修改為[21]：

式中：R0表示不含新能源的電力系統調差系數。

在啟停調峰運行方式下，新能源的引入對常規火電機組的慣量進行了修正，導致系統的慣量降低，將會顯著降低電力系統的抗干擾能力。忽略新能源的調頻能力，將新能源滲透率引入到常規火電機組調峰時的AGC 頻率響應模型中，其頻率簡化分析模型如圖4 所示。

圖4 計及新能源滲透率的頻率簡化分析模型Fig.4 The simplified frequency analysis model considering permeability of new energy

2.3 深度調峰下的頻率響應模型

區別于啟停調峰運行，火電機組在深度調峰運行時將會保證機組不脫網運行，保留系統中的常規同步發電機數量，進而可認為電力系統的轉動慣量基本不變，提高了維持系統頻率穩定的能力。在實際系統中的深度調峰是指當新能源出力滲透率增加或減少時，調節火電機組的出力來適應新能源機組的出力，保證系統電量實時平衡。

火電機組在深度調峰運行時，由于沒有關停常規的同步發電機組，當新能源出力滲透率變化時，系統中的其它參數如系統慣量系數、旋轉阻尼系數等將不再發生變化。

新能源并網容量的擴大及電網負荷峰谷差的加大，對系統調峰電源的要求也逐漸升高。結合本文需考慮到深度調峰的情況，使用負荷率來反映火電機組調峰程度?；痣姍C組負荷率定義為：

式中：γ為火電機組負荷率；Pa為火電機組實際發電出力；PN為火電機組的額定功率。

采用深度調峰方式后，火電機組的負荷率γ與新能源出力滲透率δ的關系如下：

式中：Pc為系統中等值火電機組的額定容量。

火電機組負荷率γ既受新能源消納水平的影響，又反映出發電機組的實際運行狀況，能夠直觀體現新能源并網對火電機組的影響[22]。鑒于火電機組處于深度調峰運行狀態下的機組負荷率γ較低，本節有必要對處于不同負荷工況下火電機組的頻率響應性能展開研究。

首先假設系統中只存在1 臺600 MW 的火電機組，該機組在負荷率γ分別為100%、75%、50%、40%和30%的5 種工況下穩定運行，計及調速器死區限制和機組爬坡率約束這些非線性環節，建立如圖5 所示的測試模型。其中，調頻控制器K(s)選用經典的PI控制。測試過程中，本文采用灰狼優化（grey wolf optimizer，GWO）算法對控制器參數Kp和Ki進行尋優，保證不同負荷工況下的控制效果達到最優[23]。

圖5 不同工況下簡化的機組特性測試模型Fig.5 The simplified unit characteristic test model under different working conditions

鑒于常規GWO 算法中收斂因子h是線性遞減的，導致算法的全局搜索能力較弱，容易過早地陷入局部最優解。故本文對收斂因子h進行了改進，改進后的非線性收斂因子h的表達式如下[24]：

式中：e 為自然對數的底數；k為當前迭代次數；kmax為最大迭代次數。

GWO 算法對控制器參數尋優的過程可描述為：首先在參數搜索空間內隨機初始化生成灰狼種群X(k)；然后計算當前種群搜索個體的適應度值，通過GWO 算法對灰狼種群X(k)不斷迭代更新，保證目標函數值達到最小值，此時的最優解即為灰狼首領對應的尋優向量。具體算法尋優過程如圖6 所示。

圖6 GWO 算法優化控制器參數流程Fig.6 Flow chart of the controller parameter optimization using GWO algorithm

測試過程中，系統于t=10 s 時施加Δf=0.1 Hz 的頻差階躍擾動信號，得到火電機組運行在不同負荷工況下的輸出功率變化量ΔPm如圖7 所示。

圖7 單臺機組不同工況下的輸出功率變化量Fig.7 Variation of the output power of single unit under different working conditions

由圖7 可見，當面臨系統頻率偏差時，處于不同負荷工況下運行的火電機組都會減少自身出力來應對系統頻率偏高的情況。但是，隨著機組負荷率γ的下降，系統的響應速率也在隨之降低，并且火電機組輸出功率的變化量在相同時間內也隨著負荷工況點的降低而不斷減小。驗證了隨著調峰深度的不斷增加，火電機組的頻率調節出力在逐漸減小。

3 風電參與電網調峰的頻率控制策略

3.1 風電參與系統調頻的控制策略

火電機組進入調峰運行時，有利于提高新能源并網消納能力，進而促進我國能源結構轉型[25]。因此本文有必要引入新能源機組，而風電機組作為主要的新能源機組，在電網調峰運行時充分挖掘風電的調頻潛力，可以減輕調峰火電機組的調頻壓力。

由于變速風電機組并網運行時轉子轉速與系統頻率相互解耦，當系統頻率發生動態偏移時，風電機組不能影響到系統的頻率響應。為保證風電高滲透率并網后電力系統頻率的穩定控制，需要對風機添加相應的控制策略，使風機表現出類似于火電機組的慣量特征和一次調頻特性。目前風電參與電網調頻有2 種常見的控制方式，即：

1）虛擬慣量控制 考慮變速風電機組無法響應系統頻率Δf的波動來對電力系統進行慣量響應，引入附加頻率微分控制，以系統頻率變化量為輸入信號，使得風電機組輸出功率與系統頻率變化產生關聯，來模擬慣量響應的過程。在該控制方式下，風電機組產生的附加功率ΔPw1為：

式中：Kdw為虛擬慣量控制的微分增益。

由式(20)可知，當系統頻率發生動態偏移時，快速調整風機的電磁功率來平衡系統功率，使變速風電機組可以像傳統機組一樣給與系統慣量支撐。

2)下垂控制 為模擬火電機組的下垂特性，在風電機組中添加下垂控制環節。類比于常規火電機組的功率-頻率靜態特性，當系統頻率Δf變化時，風電機組調節有功出力來補償系統功率失衡。針對下垂控制，可得附加功率ΔPw2的表達式為：

式中：Kpw為風電機組的下垂控制系數。

由式(21)可知，下垂控制通過對頻率偏差起作用，利用提高有功功率降低系統的頻率偏移，其有效地模擬了常規火電機組的一次調頻能力。

上述控制方式在實施過程中通常需加入濾波器，濾除相應的輸入信號中干擾的噪音信號。根據式(20)和式(21)可知，根據系統頻率偏差，增加的風電機組輔助功率Pa為：

3.2 改進的綜合慣性控制策略

根據上述2 種控制策略的基本原理，聯合兩者控制，建立綜合慣性控制方式來模擬變速風電機組對系統頻率變化的調節作用[26-27]。但是，傳統綜合慣性控制與風機MPPT 控制之間存在一些矛盾。以系統頻率突降為例，在綜合虛擬慣量的控制下，風機輸出的電磁功率增加，若不考慮風速變化，則風機的機械功率保持不變，這就引起風力機轉速ωwr降低，轉速的降低導致MPPT 控制的有功參考指令Popt減小，風電機組的輸出功率反而有可能下降。針對上述問題，本文引入改進的風機綜合慣性控制策略，其原理如圖8 所示。通過設計的轉速補償模塊來補償風機轉速信號的改變，解決綜合慣性控制與風機MPPT 控制之間相互干擾的問題[28]。

圖8 改進的綜合慣性控制原理Fig.8 Schematic diagram of the improved integrated inertial control

該控制策略在系統頻率變化導致風機轉速變化時，引入系統頻率偏差信號來補償風機轉速的變化，從而補償MPPT 控制的有功參考指令Popt。整理可得風機運行在MPPT 模式下的有功參考指令表達式為：

式中：kmax為最優功率曲線系數；為補償后MPPT 控制模塊的輸入轉速；ksrc為轉速補償系數，ksrc=Δωwr/Δf。

進一步可推導出風電機組在該控制策略下的有功功率參考指令PTe-ref為：

由式(24)可知，風機采用該控制策略響應系統頻率的變化調節有功出力時，不但利用改進的綜合慣性控制產生的輔助功率Pa為系統調頻提供支撐，而且可以依據系統頻率偏差信號調整風機的轉速，從而對MPPT 模式下的有功參考指令做出補償，在一定程度上減少了這2 種控制方式的相互作用，給電網調峰時應對負荷擾動的頻率調節出力提供更有效的功率支撐。

4 算例

為驗證前文所提控制策略應用于電網在調峰運行時頻率穩定控制的有效性，本文采用圖9 所示的2 區域系統進行仿真驗證。

圖9 改造后的4 機2 區域系統Fig.9 A modified 4-machine 2-area power system

該電網模型包含1 個等值風電場（300 臺×2 MW 風電機組GW）和4 臺火電機組（G1、G2、G3、G4），每臺火電機組的視在功率為900 MVA，2 區域的電網負荷總容量為2 400 MW。當系統無新能源接入時，火電機組的初始參數見表1。

表1 不含新能源的電力系統初始參數Tab.1 Initial parameters of the power system without new energy

4.1 不同滲透率下電網調峰時的頻率響應特性

當風電機組接入區域I時，隨著風電場注入的功率不斷增加，為提高風電并網的消納水平，火電機組開始進入調峰運行狀態。此時暫不考慮隨機風速擾動的影響，假設風電場的風速恒為10 m/s。在恒定風速下逐步增加區域I的風電滲透率，并且系統區域I于t=10 s 時突增5%負荷，機組在不同調峰運行方式下區域I的頻率響應情況如圖10 和圖11 所示，此時風電機組不參與系統調頻。

圖10 不同風電滲透率下的啟停調峰Fig.10 Start-stop peak shaving under at different wind power permeabilities

圖11 不同風電滲透率下的深度調峰Fig.11 Deep peak shaving at different wind power permeabilities

由圖10 可見，隨著風電滲透率的不斷增加，采用啟停調峰運行方式的電力系統頻率調節效果隨之變差，其根本原因在于風電功率比重的提高是通過關停部分火電機組實現的，電力系統的轉動慣量系數明顯下降，使得抵抗負荷擾動的能力也逐漸下降。由圖11 可見，當系統采用深度調峰運行方式時，當風電滲透率增加時，系統頻率的調節效果逐漸變差，主要原因在于隨著機組負荷率γ的降低，機組的頻率調節出力呈下降趨勢。表2 為不同風電滲透率下區域I的頻率特性指標。由表2 可知，在相同的風電滲透率下，深度調峰運行方式下的系統最大頻率偏差絕對值明顯小于系統進行啟停調峰時的最大頻率偏差絕對值，并且這個差距隨著風電滲透率的增加而增大。故相較于啟停調峰方式，電力系統在高滲透率新能源下采用深度調峰運行方式將會在較大程度上保留系統抗負荷擾動能力，有利于電力系統維持頻率穩定。

表2 不同滲透率下的最大頻率偏差絕對值Tab.2 Absolute value of the maximum frequency deviation at different permeabilities

4.2 風電參與調頻對電網調峰的頻率影響分析

在考慮調速器死區和機組爬坡率約束的前提下[29]，為驗證改進的風機綜合慣性控制策略對電力系統調峰運行時頻率穩定控制的有效性，讓并網風電機組采用不同的控制策略進行對比分析。假設風電場處于恒風速工況，在風電滲透率δ=40%下，當系統區域I施加0.05 pu 的負荷突增時，此時系統區域I的頻率響應過程分別如圖12—圖13 所示。

圖12 恒風速下系統進行啟停調峰時的頻率響應曲線Fig.12 Frequency response curves of the system in startstop peak shaving at constant wind speed

圖13 恒風速下系統進行深度調峰時的頻率響應曲線Fig.13 Frequency response curves of the system in deep peak shaving at constant wind speed

由圖12 和圖13 可見，不論系統是處于啟停調峰運行還是深度調峰運行方式下，相較于傳統的綜合慣性控制方法，風電機組采用改進綜合慣性控制策略可以更有效地提升系統頻率的最低值，應對負荷突增時能提供有功支撐。由此可見，風機采用該控制策略能提高電網調峰運行時的調頻能力，有助于改善系統的頻率響應特性。

4.3 隨機風速下電網調峰時的頻率響應

設定風電滲透率δ=30%，鑒于實際風速是變化的，在風電場中進行變風速模擬，變風速模型中基本風速為10 m/s，來模擬含風電的實際系統調峰運行時的頻率響應情況，風速曲線如圖14 所示。

圖14 實際風速曲線Fig.14 The actual wind speed curve

在變風速的情況下系統區域I于t=10 s 時突增5%負荷，分別按照風電場不參與系統調頻和風電機組采用改進的綜合慣性控制策略參與系統調頻進行仿真，仿真結果如圖15—圖17 所示。

圖15 變風速下系統區域I的頻率偏差Δf1Fig.15 Frequency deviation Δf1 of system area I at variable wind speed

圖16 變風速下系統區域II的頻率偏差Δf2Fig.16 Frequency deviation Δf2 of system area II at variable wind speed

圖17 變風速下系統的聯絡線交換功率偏差Fig.17 The exchange power deviation of tie line of the system atc variable wind speed

由圖15—圖17 可見，在相同的風電滲透率下，讓風電機組采用改進綜合慣性控制策略參與系統的頻率調節，很好地改善了系統處于調峰運行時的頻率調節情況。并且在高風電滲透率的情況下，系統采用深度調峰方式相比于啟停調峰方式來說能夠更有效地抵抗負荷擾動和應對隨機風速的影響。從考慮系統頻率最大偏移程度而言，電力系統采取深度調峰方式比啟停調峰來說具有明顯的優勢。但是深度調峰會導致常規機組在低負荷時調節能力較弱，同時，深度調峰也會增加常規機組的運營成本和運營風險。所以，在實際系統中應綜合考慮這2 種調峰方式，供電網管理人員進行系統運行規劃。

5 結論

本文針對大規模風電并網下電力系統調峰運行時的頻率穩定問題，研究了系統電源側2 種典型的調峰運行方式對電網頻率調節的影響規律，對比分析系統處于不同調峰運行方式下的頻率動態響應性能，主要研究結論如下：

1）隨著風電滲透率的增加，系統無論是處于啟停調峰還是深度調峰運行方式下，在應對負荷擾動時，其頻率調節效果都會逐漸變差，最大頻率偏差絕對值隨之變大。同時，系統頻率波動程度在啟停調峰運行時相對深度調峰運行時更大。例如，當風電滲透率δ=30%時，啟停調峰的|Δfmax|為0.176 Hz，而深度調峰的|Δfmax|是0.159 Hz，且兩者間的差距隨著風電滲透率δ的增加而增大，由此可知，火電機組采用深度調峰方式有利于系統頻率穩定。

2）針對傳統綜合慣性控制與風機MPPT 控制相互影響的問題，引入改進的綜合慣性控制策略，在傳統的慣性控制基礎上增加轉速補償模塊，有效地提高了風機的頻率響應能力。通過仿真驗證了該控制方法應用于電力系統在調峰運行時頻率穩定控制的有效性。

3）通過對單臺火電機組在不同負荷工況下的輸出功率和響應速度進行仿真分析可以得出，隨著機組負荷率的降低，火電機組的頻率調節出力也在逐漸減小。為解決電網調峰運行時應對負荷擾動的頻率穩定問題，火電機組采用深度調峰方式，結合改進的風機綜合慣性控制策略，有效地改善了電網調峰運行時的頻率調節效果。