CN106096140A - 一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法，其技术特点是：包括以下步骤：步骤1、建立双馈机组坐标系系统，构建双馈机组的超同步、次同步和功率限制的三种不同工况详细模型；步骤2、基于李雅普诺夫第一法和主导模态法建立不同工况的单机降阶模型，确定不同工况的主导模态，采用时域仿真法验证单机降阶模型的准确性；步骤3、将单机降阶模型扩展至风电场，并验证适用性。本发明专利建立的降阶模型完整涵盖了不同运行工况下双馈机组接入系统后的主导状态变量，在保证不遗漏主导模态的前提下，最大程度地降低了双馈机组的模型维数，可扩展至风电场级的静态稳定分析，避免出现“维数灾”。

Description

一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法

技术领域

本发明属于电力系统运行和控制技术领域，尤其是一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法。

背景技术

随着风力发电行业的迅猛发展，双馈感应发电机(Doubly Fed InductionGenerater,DFIG)以其具有的变速恒频运行特性、能够参与系统的无功功率调节等一系列优势得到了越来越多的青睐，目前已成为风电场的主流发电机。然而，双馈风电机组包括风轮机、机械轴系、发电机、PWM变频器、控制系统等结构，模型较为复杂，接入电力系统后会改变系统的本征结构，带来新的静态稳定问题，同时在风场级的分析时会造成“维数灾”。

目前，在双馈风电场接入系统的静态稳定分析中，采用传统的双馈风电机组静态稳定简化模型可能会遗漏重要的主导模态，采用双馈风电机组的详细模型十分复杂，阶数很高，在风电场级的稳定分析中会造成“维数灾”。因此，需要对双馈机组的数学模型进行降阶。

然而，双馈风电机组具有次同步运行工况、超同步运行工况和功率限制工况，现有的降阶模型只考虑了其中的一种或两种运行工况，同时没有对降阶模型的准确性进行验证。而且，没有考虑将单机降阶模型扩展至风电场级别时的适用性。

发明内容

本发明的目的在于克服现有技术的不足，提供一种设计合理、考虑多种运行工况且能够保证主导模态完整的前提下最大程度降低模型阶数，避免出现维数灾的风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法。

本发明解决其技术问题是采取以下技术方案实现的：

一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法，包括以下步骤：

步骤1、建立双馈机组坐标系系统，构建双馈机组的超同步、次同步和功率限制的三种不同工况详细模型；

步骤2、基于李雅普诺夫第一法和主导模态法建立不同工况的单机降阶模型，确定不同工况的主导模态，采用时域仿真法验证单机降阶模型的准确性。

步骤3、将单机降阶模型扩展至风电场，并验证适用性。

而且，所述步骤1的具体步骤为：

(1)建立系统参考坐标系、发电机转子参考坐标系、定子磁链参考坐标系和网侧变频器交流电压参考坐标系；

(2)基于DIgSILENT构建机械轴系、发电机、机侧变频器及其控制系统、网侧变频器及其控制系统和桨距角控制系统的超同步、次同步和功率限制的三种不同工况下的双馈机组详细模型，明确发电机方程惯例，统一定子磁链参考坐标系，从而保证在降阶过程中不漏掉任何一种主导状态变量；

所述机械轴系模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}{T}_{jtur}\frac{{\mathrm{d\ω}}_{tur}}{dt}=T_{tur}-{\mathrm{K\θ}}_s-D({\mathrm{\ω}}_{tur}-{\mathrm{\ω}}_{gen})\\ \frac{{\mathrm{d\θ}}_s}{dt}={\mathrm{\ω}}_{eB}({\mathrm{\ω}}_{tur}-{\mathrm{\ω}}_{gen})\\ T_{jgen}\frac{{\mathrm{d\ω}}_{gen}}{dt}={\mathrm{K\θ}}_s+D({\mathrm{\ω}}_{tur}-{\mathrm{\ω}}_{gen})-T_e\end{array}\right.$

所述发电机模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dE}}_d^{\′SF}}{dt}=-\frac{{\mathrm{\ω}}_s{L}_m}{L_r}{u}_{qr}^{SF}-\frac{1}{T_0^{\′}}{E}_d^{\′SF}+\frac{X_{ss}-X^{\′}}{T_0^{\′}}{i}_{qs}^{SF}+({\mathrm{\ω}}_s-{\mathrm{\ω}}_{gen})E_q^{\′SF}\\ \frac{{\mathrm{dE}}_q^{\′SF}}{dt}=\frac{{\mathrm{\ω}}_s{L}_m}{L_r}{u}_{dr}^{SF}-\frac{1}{T_0^{\′}}{E}_q^{\′SF}-\frac{X_{ss}-X^{\′}}{T_0^{\′}}{i}_{ds}^{SF}-({\mathrm{\ω}}_s-{\mathrm{\ω}}_{gen})E_d^{\′SF}\\ \frac{X^{\′}}{{\mathrm{\ω}}_s}\frac{{\mathrm{di}}_{ds}^{SF}}{dt}=-u_{ds}^{SF}-\[R_s+\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}(X_{ss}-X^{\′})\]i_{ds}^{SF}+\frac{L_m}{L_r}{u}_{dr}^{SF}-\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}{E}_q^{\′SF}+{\mathrm{\ω}}_{gen}{E}_d^{\′SF}+X^{\′}{i}_{qs}^{SF}\\ \frac{X^{\′}}{{\mathrm{\ω}}_s}\frac{{\mathrm{di}}_{qs}^{SF}}{dt}=-u_{qs}^{SF}-\[R_s+\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}(X_{ss}-X^{\′})\]i_{qs}^{SF}+\frac{L_m}{L_r}{u}_{qr}^{SF}-\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}{E}_d^{\′SF}+{\mathrm{\ω}}_{gen}{E}_q^{\′SF}+X^{\′}{i}_{ds}^{SF}\end{array}\right.$

上式中，上标“SF”表示基于定子磁链参考坐标系下的值；

所述机侧变频器及其控制系统模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dx}}_1}{dt}=P_{ref}-u_{ds}^{SF}{i}_{ds}^{SF}-u_{qs}^{SF}{i}_{qs}^{SF}-u_{dg}^{GC}{i}_{dg}^{GC}-u_{qg}^{GC}{i}_{qg}^{GC}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_2}{dt}=i_{qr\_ref}^{SF}-i_{qr}^{SF}=K_1(P_{ref}-P_{meas})+\frac{K_1}{T_1}{x}_1-i_{qr}^{SF}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_3}{dt}=Q_{ref}-u_{qs}^{SF}{i}_{ds}^{SF}+u_{ds}^{SF}{i}_{qs}^{SF}-u_{qg}^{GC}{i}_{dg}^{GC}+u_{dg}^{GC}{i}_{qg}^{GC}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_4}{dt}=i_{dr\_ref}^{SF}-i_{dr}^{SF}=K_3(Q_{ref}-Q_{meas})+\frac{K_3}{T_3}{x}_3-i_{dr}^{SF}\end{array}\right.$

其中，

上式中，上标“GC”为表示基于网侧变频器交流电压参考坐标系下的值；

所述网侧变频器及其控制系统模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dx}}_5}{dt}=u_{dc\_ref}-u_{dc}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_6}{dt}=i_{dg\_ref}^{GC}-i_{dg}^{GC}=K_5(u_{dc\_ref}-u_{dc})+\frac{K_5}{T_5}{x}_5-i_{dg}^{GC}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_7}{dt}=i_{qg\_ref}^{GC}-i_{qg}^{GC}\\ {\mathrm{Cu}}_{dc}\frac{{\mathrm{du}}_{dc}}{dt}=(u_{dr}^{SF}{i}_{dr}^{SF}+u_{qr}^{SF}{i}_{qr}^{SF})-(u_{dg}^{GC}{i}_{dg}^{GC}+u_{qg}^{GC}{i}_{qg}^{GC})\end{array}\right.$

所述桨距角控制系统模型在双馈机组功率限制工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dx}}_{\mathrm{\β}}}{dt}=\frac{K_a}{T_a}({\mathrm{\ω}}_{gen}-{\mathrm{\ω}}_{gen\_ref})\\ \frac{d\mathrm{\β}}{dt}=\frac{1}{T_{servo}}(x_{\mathrm{\β}}+T_r\frac{{\mathrm{dx}}_{\mathrm{\β}}}{dt}-\mathrm{\β})\end{array}\right.$

同时，输出参考功率P_ref恒定，其计算公式为：

而且，所述步骤2的具体步骤包括：

(1)分析详细模型的特征值计算结果，进而确定不同运行工况下降阶模型的主导模态和主导状态变量；

(2)在风场级静态稳定分析中，根据主导模态法的原则，选取负阻尼模态、弱阻尼衰减模态和主导振荡模态所对应的状态变量作为主导状态变量，同时保证主导状态变量和主导模态的一致性，进而确定各种工况下的主导状态变量；

当双馈机组运行在超同步和次同步工况时，机械轴系模块和网侧控制模块对系统静态稳定性起主导作用，对应主导状态变量为：

x_dom＝[ω_tur θ_s ω_gen x₅ x₇]^T

当双馈机组运行在功率限制区时，桨距角控制模块和机械轴系模块对系统的静态稳定性起主导作用，对应主导状态变量为：

x_dom＝[x_β βω_tur θ_s ω_gen]^T

(3)采取时域仿真分析法进行拟合，对比三种运行工况下降阶模型和详细模型对主导状态计算结果，可以得出该降阶模型对主导状态变量的仿真结果与详细模型吻合。

而且，所述步骤3的具体方法为：将单台风机扩展至具有10台、30台或50台双馈机组的风电场，论证不同的出力情况下相同运行工况的计算结果，验证降阶模型具有风电场级的适用性。

本发明的优点和积极效果是：

本发明以建立的双馈风电机组坐标系系统为基础，根据次同步、超同步和功率控制三种不同运行工况建立了相应的详细模型。并根据上述三种详细模型的特征值计算结果，结合李雅普诺夫稳定性判据，选出不同运行工况下的主导模态和主导状态变量，并以此确定双馈风电机组的单机静态稳定分析降阶模型。本发明采取时域仿真分析法对比降阶模型与详细模型，发现该降阶模型可以较为准确的描述系统的静态稳定性能。最后，将单机降阶模型扩展至风电场级建模，发现系统的主导模态及主导的状态变量并没有发生变化，因此，该降阶方法可以适用于不同容量的风电场级的静态稳定分析。本发明专利建立的降阶模型完整涵盖了不同运行工况下双馈机组接入系统后的主导状态变量，在保证不遗漏主导模态的前提下，最大程度地降低了双馈机组的模型维数，可扩展至风电场级的静态稳定分析，避免出现“维数灾”。

附图说明

图1是本发明的基于DIgSILENT的双馈风电机组物理模型框图；

图2是本发明的双馈风电机组的轴系模型图；

图3是本发明的双馈机组机侧变频器控制系统模型框图；

图4是本发明的双馈机组网侧变频器控制系统模型框图；

图5是本发明的桨距角控制系统模型框图；

图6是本发明的功率限制工况下机械轴系、发电机、机侧变频器及其控制系统、网侧变频器及其控制系统和桨距角控制系统的降阶模型与详细模型的时域仿真对比图；

图7是本发明的超同步工况下机械轴系、发电机、机侧变频器及其控制系统、网侧变频器及其控制系统和桨距角控制系统的降阶模型与详细模型的时域仿真对比图；

图8是本发明的次同步工况下机械轴系、发电机、机侧变频器及其控制系统、网侧变频器及其控制系统和桨距角控制系统的降阶模型与详细模型的时域仿真对比图；

具体实施方式

以下结合附图对本发明实施例作进一步详述：

一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法，包括以下步骤：

步骤1、建立双馈机组坐标系系统，构建双馈机组的超同步、次同步和功率限制的三种不同工况详细模型。

建立双馈机组坐标系系统，分别为系统参考坐标系、发电机转子参考坐标系、定子磁链参考坐标系和网侧变频器交流电压参考坐标系。在DIgSILENT下搭建如图1所示的物理模型，并和坐标系系统关联，明确发电机方程惯例，统一定子磁链参考坐标系，确定超同步、次同步、功率限制工况的详细数学模型。所述步骤1的具体步骤为：

(1)建立系统参考坐标系、发电机转子参考坐标系、定子磁链参考坐标系和网侧变频器交流电压参考坐标系；

(2)基于DIgSILENT构建机械轴系、发电机、机侧变频器及其控制系统、网侧变频器及其控制系统和桨距角控制系统的超同步、次同步和功率限制的三种不同工况下的双馈机组详细模型，明确发电机方程惯例，统一定子磁链参考坐标系，从而保证在降阶过程中不漏掉任何一种主导状态变量；

所述机械轴系模型如图2所示，其在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}{T}_{jtur}\frac{{\mathrm{d\ω}}_{tur}}{dt}=T_{tur}-{\mathrm{K\θ}}_s-D({\mathrm{\ω}}_{tur}-{\mathrm{\ω}}_{gen})\\ \frac{{\mathrm{d\θ}}_s}{dt}={\mathrm{\ω}}_{eB}({\mathrm{\ω}}_{tur}-{\mathrm{\ω}}_{gen})\\ T_{jgen}\frac{{\mathrm{d\ω}}_{gen}}{dt}={\mathrm{K\θ}}_s+D({\mathrm{\ω}}_{tur}-{\mathrm{\ω}}_{gen})-T_e\end{array}\right.$

所述发电机模型定子侧采取发电机惯例，转子侧为电动机惯例，其在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dE}}_d^{\′SF}}{dt}=-\frac{{\mathrm{\ω}}_s{L}_m}{L_r}{u}_{qr}^{SF}-\frac{1}{T_0^{\′}}{E}_d^{\′SF}+\frac{X_{ss}-X^{\′}}{T_0^{\′}}{i}_{qs}^{SF}+({\mathrm{\ω}}_s-{\mathrm{\ω}}_{gen})E_q^{\′SF}\\ \frac{{\mathrm{dE}}_q^{\′SF}}{dt}=\frac{{\mathrm{\ω}}_s{L}_m}{L_r}{u}_{dr}^{SF}-\frac{1}{T_0^{\′}}{E}_q^{\′SF}-\frac{X_{ss}-X^{\′}}{T_0^{\′}}{i}_{ds}^{SF}-({\mathrm{\ω}}_s-{\mathrm{\ω}}_{gen})E_d^{\′SF}\\ \frac{X^{\′}}{{\mathrm{\ω}}_s}\frac{{\mathrm{di}}_{ds}^{SF}}{dt}=-u_{ds}^{SF}-\[R_s+\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}(X_{ss}-X^{\′})\]i_{ds}^{SF}+\frac{L_m}{L_r}{u}_{dr}^{SF}-\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}{E}_q^{\′SF}+{\mathrm{\ω}}_{gen}{E}_d^{\′SF}+X^{\′}{i}_{qs}^{SF}\\ \frac{X^{\′}}{{\mathrm{\ω}}_s}\frac{{\mathrm{di}}_{qs}^{SF}}{dt}=-u_{qs}^{SF}-\[R_s+\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}(X_{ss}-X^{\′})\]i_{qs}^{SF}+\frac{L_m}{L_r}{u}_{qr}^{SF}-\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_s{T}_0^{\′}}{E}_d^{\′SF}+{\mathrm{\ω}}_{gen}{E}_q^{\′SF}+X^{\′}{i}_{ds}^{SF}\end{array}\right.$

其中，上标“SF”表示基于定子磁链参考坐标系下的值；

所述机侧变频器及其控制系统模型如图3所示，在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dx}}_1}{dt}=P_{ref}-u_{ds}^{SF}{i}_{ds}^{SF}-u_{qs}^{SF}{i}_{qs}^{SF}-u_{dg}^{GC}{i}_{dg}^{GC}-u_{qg}^{GC}{i}_{qg}^{GC}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_2}{dt}=i_{qr\_ref}^{SF}-i_{qr}^{SF}=K_1(P_{ref}-P_{meas})+\frac{K_1}{T_1}{x}_1-i_{qr}^{SF}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_3}{dt}=Q_{ref}-u_{qs}^{SF}{i}_{ds}^{SF}+u_{ds}^{SF}{i}_{qs}^{SF}-u_{qg}^{GC}{i}_{dg}^{GC}+u_{dg}^{GC}{i}_{qg}^{GC}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_4}{dt}=i_{dr\_ref}^{SF}-i_{dr}^{SF}=K_3(Q_{ref}-Q_{meas})+\frac{K_3}{T_3}{x}_3-i_{dr}^{SF}\end{array}\right.$

其中，

上式中，上标“GC”为表示基于网侧变频器交流电压参考坐标系下的值；

所述网侧变频器及其控制系统模型如图4所示，在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dx}}_5}{dt}=u_{dc\_ref}-u_{dc}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_6}{dt}=i_{dg\_ref}^{GC}-i_{dg}^{GC}=K_5(u_{dc\_ref}-u_{dc})+\frac{K_5}{T_5}{x}_5-i_{dg}^{GC}\\ \frac{{\mathrm{dx}}_7}{dt}=i_{qg\_ref}^{GC}-i_{qg}^{GC}\\ {\mathrm{Cu}}_{dc}\frac{{\mathrm{du}}_{dc}}{dt}=(u_{dr}^{SF}{i}_{dr}^{SF}+u_{qr}^{SF}{i}_{qr}^{SF})-(u_{dg}^{GC}{i}_{dg}^{GC}+u_{qg}^{GC}{i}_{qg}^{GC})\end{array}\right.$

对于功率限制运行工况，双馈机组的输出参考功率P_ref恒定，而桨距角不再维持恒定。因此，相较于超同步和次同步运行工况，应新增桨距角控制模块控制系统模型，如图5所示，其状态方程为：

$\left\{\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{dx}}_{\mathrm{\β}}}{dt}=\frac{K_a}{T_a}({\mathrm{\ω}}_{gen}-{\mathrm{\ω}}_{gen\_ref})\\ \frac{d\mathrm{\β}}{dt}=\frac{1}{T_{servo}}(x_{\mathrm{\β}}+T_r\frac{{\mathrm{dx}}_{\mathrm{\β}}}{dt}-\mathrm{\β})\end{array}\right.$

同时，输出参考功率P_ref恒定，其表达式如下：

$P_{ref}=\frac{P_{eB}}{S_B}$

对于超同步和次同步运行工况，双馈机组的详细模型为15阶，状态变量为对于功率限制运行工况，双馈机组的详细模型为17阶，状态变量为统一至定子磁链参考坐标系，选取输入变量为输出变量为即可得出三种工况下的双馈机组静态稳定分析详细模型。

步骤2、基于李雅普诺夫第一法和主导模态法建立不同工况的单机降阶模型，确定不同工况的主导模态，采用时域仿真法验证单机降阶模型的准确性。

所述步骤2的具体步骤包括：

(1)为了得到适用于风场级分析的双馈风电机组静态稳定降阶模型，首先需要分析详细模型的特征值计算结果，进而确定不同运行工况下降阶模型的主导模态和主导状态变量；

(2)在风场级静态稳定分析中，根据主导模态法的原则，选取负阻尼模态、弱阻尼衰减模态和主导振荡模态所对应的状态变量作为主导状态变量，同时保证主导状态变量和主导模态的一致性，进而确定各种工况下的主导状态变量，无论双馈机组运行在那种工况，降阶模型均可以用5阶模型来描述。

当双馈机组运行在超同步和次同步工况时，机械轴系模块和网侧控制模块对系统静态稳定性起主导作用，对应主导状态变量为：

x_dom＝[ω_tur θ_s ω_gen x₅ x₇]^T

当双馈机组运行在功率限制区时，桨距角控制模块和机械轴系模块对系统的静态稳定性起主导作用，对应主导状态变量为：

x_dom＝[x_β βω_tur θ_s ω_gen]^T

(3)采取时域仿真分析法进行拟合，对比三种运行工况下降阶模型和详细模型对主导状态计算结果，如图6-8所示，可以得出该降阶模型对主导状态变量的仿真结果与详细模型吻合，精确度很高。

步骤3、将单机降阶模型扩展至风电场，并验证适用性。

所述步骤3的具体方法为：将单台风机扩展至具有10台、30台或50台双馈机组的风电场，论证不同的出力情况下相同运行工况的计算结果，验证降阶模型具有风电场级的适用性。

需要强调的是，本发明所述的实施例是说明性的，而不是限定性的，因此本发明包括并不限于具体实施方式中所述的实施例，凡是由本领域技术人员根据本发明的技术方案得出的其他实施方式，同样属于本发明保护的范围。

Claims (4)

1.一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法，其特征在于：包括以下步骤：

步骤1、建立双馈机组坐标系系统，构建双馈机组的超同步、次同步和功率限制的三种不同工况详细模型；

步骤2、基于李雅普诺夫第一法和主导模态法建立不同工况的单机降阶模型，确定不同工况的主导模态，采用时域仿真法验证单机降阶模型的准确性；

步骤3、将单机降阶模型扩展至风电场，并验证适用性。

2.根据权利要求1所述的一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法，其特征在于：所述步骤1的具体步骤为：

(1)建立系统参考坐标系、发电机转子参考坐标系、定子磁链参考坐标系和网侧变频器交流电压参考坐标系；

(2)基于DIgSILENT构建机械轴系、发电机、机侧变频器及其控制系统、网侧变频器及其控制系统和桨距角控制系统的超同步、次同步和功率限制的三种不同工况下的双馈机组详细模型，明确发电机方程惯例，统一定子磁链参考坐标系，从而保证在降阶过程中不漏掉任何一种主导状态变量；

所述机械轴系模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

所述发电机模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

上式中，上标“SF”表示基于定子磁链参考坐标系下的值；

所述机侧变频器及其控制系统模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

其中，

上式中，上标“GC”为表示基于网侧变频器交流电压参考坐标系下的值；

所述网侧变频器及其控制系统模型在双馈机组超同步和次同步工况下的状态方程为：

所述桨距角控制系统模型在双馈机组功率限制工况下的状态方程为：

同时，输出参考功率P_ref恒定，其计算公式为：。

3.根据权利要求2所述的一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法，其特征在于：所述步骤2的具体步骤包括：

(1)分析详细模型的特征值计算结果，进而确定不同运行工况下降阶模型的主导模态和主导状态变量；

(2)在风场级静态稳定分析中，根据主导模态法的原则，选取负阻尼模态、弱阻尼衰减模态和主导振荡模态所对应的状态变量作为主导状态变量，同时保证主导状态变量和主导模态的一致性，进而确定各种工况下的主导状态变量；

当双馈机组运行在超同步和次同步工况时，机械轴系模块和网侧控制模块对系统静态稳定性起主导作用，对应主导状态变量为：

x_dom＝[ω_tur θ_s ω_gen x₅ x₇]^T

当双馈机组运行在功率限制区时，桨距角控制模块和机械轴系模块对系统的静态稳定性起主导作用，对应主导状态变量为：

xd_om＝[x_β β ω_tur θ_s ω_gen]^T

(3)采取时域仿真分析法进行拟合，对比三种运行工况下降阶模型和详细模型对主导状态计算结果，可以得出该降阶模型对主导状态变量的仿真结果与详细模型吻合。

4.根据权利要求3所述的一种风电场级多工况双馈机组静态稳定降阶方法，其特征在于：所述步骤3的具体方法为：将单台风机分别扩展至具有10台、30台或50台双馈机组的风电场，论证不同的出力情况下相同运行工况的计算结果，验证降阶模型具有风电场级的适用性。