CN109936166A - 一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法 - Google Patents

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李从善
陶玉昆
武小鹏
武欣欣
陈婕
申润杰
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    • Y02E60/60—Arrangements for transfer of electric power between AC networks or generators via a high voltage DC link [HVCD]

Abstract

本发明涉及一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，包括以下步骤：1)基于火电机组、风电机组、光伏电站以及高压直流输电系统模型，构建了风光火打捆外送系统框架模式；2)根据风光火打捆外送系统框架，构建了外送系统小干扰稳定分析线性化模型；3)通过改变送端系统各电源间电气距离和送端系统外送距离，采用特征值分析和时域仿真分析，研究其对系统振荡特性的影响；4)在给定运行条件下，改变风光火的并网容量，以及容量配比，分析风光火并网容量不同对系统区域稳定性的影响；5)通过改变控制电流改变交直流传输功率的比例，分析系统不同工况下的振荡模式。本发明为大规模新能源消纳及外送模式提供了新思路。

Description

一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法
技术领域
本发明属于并网技术领域，具体涉及一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法。
背景技术
随着世界经济飞速发展，能源消耗日益加快，随之而来的环境污染问题也愈发严重，可再生能源的开发已成为能源的主要发展趋势。
风能和太阳能是资源最丰富、利用效率最高且开发技术最成熟的清洁型能源。风能和太阳能主要分布在东北、西北和华北地区，这些地区就地消纳能源的空间已经日趋饱和，能源迫切地需要跨区域外送。但风能和太阳能波动性大，随机性强的特点，使电力系统经济调度问题的难度大大增加。另一方面，火电也主要集中在三北地区，需要远距离跨区域外送到中东部地区。若采用火电、风电和光伏打捆外送方式，不仅可以促进三北地区能源基地的综合开发利用，减少煤电的利用率，还可以适应风能和太阳能的波动性引起的调峰变化，提高远距离输送功率的平稳性和直流设备的利用效率，极大地缓解我国中东部地区的缺电难题。
然而，火电、风电、光伏和直流系统之间的交互作用机理及其对交直流输电系统的影响规律十分复杂，它们之间的交互作用给互联电力系统的稳定运行带来了极大的潜在威胁，系统深入地研究风光火打捆交直流外送系统的稳定特性，这对实现我国大规模新能源消纳以及外送模式的探讨具有极其重要的理论和实践意义。
发明内容
针对上述现有技术中描述的不足，本发明提供一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法。
为解决上述技术问题，本发明所采用的技术方案如下：
一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，步骤如下：
S1、基于火电机组、风电机组、光伏电站以及高压直流输电系统模型，构建风光火打捆外送系统框架模式。
S1.1，构建火电机组模型。
采用简化的同步机组模型来等效代替火电机组模型，包括发电机方程和转子运动方程，模型如下：
式中，vd和vq分别为d轴和q轴的电压分量；Xd和Xq分别为d轴和q轴的同步电抗分量；X'd和X'q分别为d轴和q轴的暂态电抗分量；id和iq分别为d轴和q轴的电流分量；Ra为定子绕组的电阻；T'd0和T'q0分别为d轴和q轴的开路暂态时间常数；Ed和Eq分别为d轴和q轴的稳态空载电势；E'd和E'q分别为d轴和q轴的暂态电势；δ为发电机转子q轴与以同步速度旋转的系统参考轴间的电角度；ω为同步机转子的角速度；ωn为同步转速；TJ为发电机组的惯性时间常数；Pm为原动机输出的机械功率；Pe为发电机的电磁功率；
S1.2，构建风电机组模型；
风电机组采用目前应用最广泛的双馈感应风力发电机组，双馈感应风力发电机组的数学模型主要包括风速模型、桨距角控制、风功率模型、机械传动部分、感应发电机、转速控制以及变换器控制。
风功率模型将风速模型VW捕获来的风能转化为机械能Pmech，感应发电机将这部分机械能转化为电能，输出电压和电流分别为U和I，同时输出电磁功率Pe为风功率模型提供转动转矩；变换器控制可根据其有功功率和无功功率的输入参考值Pref和Qref，实现双馈风电机组和电网之间有功与无功功率的交换。桨距角控制可通过改变桨距角β使风电机组保持运行在最大功率输出状态。
则对应的空气动力学数学模型为：
Pm＝ρCp(λ,β)πR2v3/2 (2)；
λ＝ωR/v (3)；
式中：Pm为风电机组从风中获取的能量转化成的风电机组机械功率；v为风速；ρ为空气密度；R为风力机叶轮半径；λ为叶尖速比；β为桨距角；Cp为叶片的风能转换效率系数，是叶尖速比λ与桨距角β的函数，改变λ与β可以改变Cp的大小；当叶尖速比λ达到最大值λmax时，风能转换效率系数Cp也将达到其最大值Cpmax。
S1.3，构建光伏电站模型；
所述光伏电站的数学模型，包括光伏阵列和逆变器；光伏阵列将捕获来的光能转化为直流电能，然后通过逆变器转化为交流电能，最后通过RL滤波器汇入电网；
而基于光伏电池特性的等效电路，光伏电站的输出特性模型为：
式中，I0为二极管反向饱和电流；np和ns分别为光伏阵列中组件的并联数和串联数；q为电子电荷，q＝1.6×10-19C；k为玻耳兹曼常数，k＝1.38×10-23J/K；T为绝对温度；n为光伏电池的理想因数；Iph为光生电流；I为输出电流；U为输出电压；Rs为等效串联电阻。
S1.4，构建高压直流输电系统模型。
直流输电系统采用稳准态模型，数学模型为：
式中，分别为整流侧和逆变侧的直流电流；为直流线路中点电压；C为直流线路等值对地电容；Rd为直流电阻；UdR，UdI分别为整流侧和逆变侧的直流电压；XR，XI分别为整流侧和逆变侧的换流电抗；LdR∑，LdI∑分别为整流侧和逆变侧等效电感；α为整流侧触发滞后角；β为逆变侧触发超前角。
S1.5，构建风光火打捆外送系统框架；
所述风光火打捆外送系统框架，包括送端系统、交直流输电线路和受端系统，所述送端系统包括并联设置的火电机组、风电机组和光伏阵列，所述受端系统包括无穷大交流系统；送端系统经交直流输电线路与受端系统相连。
S2、根据风光火打捆外送系统框架，构建外送系统小干扰稳定分析线性化模型。
S2.1、基于线性化理论和李亚普诺夫稳定法则，建立含风光火打捆外送系统的电力系统状态空间模型：
式中，和Δxb是与风光火打捆及其控制系统相关的状态变量的向量与矢量，和Δxs是受端同步机组的状态变量的向量与矢量；A为状态矩阵；Abb、Abs、Asb、Ass为状态矩阵的待求参数。
S2.2、根据电力系统的微分代数方程，计算状态矩阵的参数；
式中，ΔVb和分别为风光火打捆外送系统与电力系统连接处电压的大小和相位；ΔPb、ΔQb为分别为风光火打捆外送系统向电力系统注入的有功功率和无功功率；As、Bs1、Bs2、Cs、Ds1、Ds2、Ab、Bb1、Bb2、Cb、Db1、Db2分别为方程中各项的系数。
化简公式(7)和公式(8)，则得步骤S2.1中公式(6)的状态矩阵的各参数；
S3、通过改变送端系统各电源间电气距离和送端系统外送距离，采用特征值分析和时域仿真分析研究它们对系统稳定性的影响。
S3.1，构建风光火打捆外送系统的仿真模型；
所述风光火打捆外送系统包括送端系统和受端系统，送端系统和受端系统通过交直流传输线路连接；所述送端系统为风光火打捆外送系统，包括并联设置的火电机组、风电机组和光伏阵列；所述受端系统为IEEE四机两区系统。
S3.2，分析送端系统各电源间电气距离对系统稳定性的影响；
将火电机组、风电机组和光伏阵列三者之间的电气距离设置成不同距离值，并对不同电气距离分别进行特征值分析和时域仿真分析，得出随着风光火之间电气距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差和暂态稳定性逐渐变差。
S3.3，分析送端系统外送距离对系统稳定性的影响；
设置不同的风光火打捆外送系统外送距离，并进行特征值分析和时域仿真分析，得出随着风光火打捆外送系统外送距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差。
S4、在给定运行条件下，分别改变风光火并网容量和并网容量配比，分析其对系统振荡特性的影响。
S4.1，改变风电并网容量；
光伏和火电出力不变，改变风电并网容量，并对系统进行时域仿真分析，得出随着风电出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差。
S4.2，改变光伏并网容量；
送端系统风电和火电出力不变，改变光伏并网容量，并对系统进行特征值分析，得出随着光伏出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差。
S4.3，改变火电并网容量；
送端系统风电和光伏出力不变，改变火电并网容量，并对系统进行时域仿真分析，得出随着火电出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差。
S4.4，改变风光火并网容量配比；
设置不同的风电和光伏总出力与火电出力比例，并对系统进行特征值分析得出风光火并网容量配比与系统稳定性的关系。
S5、分析风光火打捆外送系统中交直流传输比例对区域振荡的影响；
通过改变控制电流的大小来改变直流输电线路的传输功率，从而改变交直流传输功率的比例，对不同工况下系统的特征值，得出当风光火打捆外送系统交直流传输比例减小时，系统的稳定性逐渐增强。
本发明从实际工程需求出发，基于风电、光伏、火电以及直流系统的动态特性，构建了风光火打捆外送系统的模型，综合考虑风电和光伏出力的波动性，根据李亚普诺夫稳定法则，建立了风光火打捆交直流外送系统小干扰稳定模型，提供了一种综合考虑了包括风光火打捆外送距离、风光火间的电气距离、风光火容量配比以及交直流传输比例等因素对系统稳定性影响的分析方法，为探究风光火打捆外送系统区域交互影响提供理论支撑，以期为风光火打捆交直流外送系统的调度与优化提供依据，为我国三北地区大规模风能和光能的消纳与利用提供技术支持。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
图1为本发明风电机组的数学模型图。
图2为本发明光伏电站的数学模型图。
图3为本发明高压直流输电系统连接示意图。
图4为本发明风光火打捆外送系统示意图。
图5为本发明含风光火打捆系统的电力系统连接示意图。
图6为本发明风光火打捆外送系统仿真模型图。
图7为本发明改变风光火间电气距离下三相短路响应曲线。
图8为本发明改变风电出力下三相短路响应曲线。
图9为本发明改变火电出力下三相短路响应曲线。
具体实施方式
下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有付出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，是基于不同运行条件下特征根计算和动态时域仿真的，步骤如下：
S1、基于火电机组、风电机组、光伏电站以及高压直流输电系统模型，构建风光火打捆外送系统框架模式。
S1.1，构建火电机组模型。
采用简化的同步机组模型来等效代替火电机组模型，包括发电机方程和转子运动方程，模型如下：
式中，vd和vq分别为d轴和q轴的电压分量；Xd和Xq分别为d轴和q轴的同步电抗分量；X'd和X'q分别为d轴和q轴的暂态电抗分量；id和iq分别为d轴和q轴的电流分量；Ra为定子绕组的电阻；T'd0和T'q0分别为d轴和q轴的开路暂态时间常数；Ed和Eq分别为d轴和q轴的稳态空载电势；E'd和E'q分别为d轴和q轴的暂态电势；δ为发电机转子q轴与以同步速度旋转的系统参考轴间的电角度；ω为同步机转子的角速度；ωn为同步转速；TJ为发电机组的惯性时间常数；Pm为原动机输出的机械功率；Pe为发电机的电磁功率；
S1.2，构建风电机组模型；
风电机组采用目前应用最广泛的双馈感应风力发电机组(doubly fed inductiongenerator，DFIG)，双馈感应风力发电机组的数学模型主要包括风速模型、桨距角控制、风功率模型、机械传动部分、感应发电机、转速控制以及变换器控制，如图1所示。
风功率模型将风速模型VW捕获来的风能转化为机械能Pmech，感应发电机将这部分机械能转化为电能，输出电压和电流分别为U和I，同时输出电磁功率Pe为风功率模型提供转动转矩。变换器控制可根据其有功功率和无功功率的输入参考值Pref和Qref，实现双馈风电机组和电网之间有功与无功功率的交换。桨距角控制可通过改变桨距角β使风电机组保持运行在最大功率输出状态。
则对应的空气动力学数学模型为：
Pm＝ρCp(λ,β)πR2v3/2 (2)；
λ＝ωR/v (3)；
式中：Pm为风电机组从风中获取的能量转化成的风电机组机械功率；v为风速；ρ为空气密度；R为风力机叶轮半径；λ为叶尖速比；β为桨距角；Cp为叶片的风能转换效率系数，是叶尖速比λ与桨距角β的函数，改变λ与β可以改变Cp的大小；当叶尖速比λ达到最大值λmax时，风能转换效率系数Cp也将达到其最大值Cpmax。
S1.3，构建光伏电站模型；
所述光伏电站的数学模型，包括光伏阵列和逆变器；光伏阵列将捕获来的光能转化为直流电能，然后通过逆变器转化为交流电能，最后通过RL滤波器汇入电网，如图2所示，图2中，PPV,IPV,UPV,SPV分别为光伏阵列的输出功率、电压、电流和视在功率；Udc为稳压电容两端的电压；Id,Iq分别为并网电流的d，q轴分量；PG，QG分别为并网功率的有功和无功分量。
而基于光伏电池特性的等效电路，光伏电站的输出特性模型为：
式中，I0为二极管反向饱和电流；np和ns分别为光伏阵列中组件的并联数和串联数；q为电子电荷，q＝1.6×10-19C；k为玻耳兹曼常数，k＝1.38×10-23J/K；T为绝对温度；n为光伏电池的理想因数；Iph为光生电流；I为输出电流；U为输出电压；Rs为等效串联电阻。
S1.4，构建高压直流输电系统模型。
简单的高压直流输电系统(high voltage direct current,HVDC)代表两个连接单一直流线的交/直流变换器，线路可看作一个动态RL模型，发射角α和消弧角γ由PI控制器控制。
高压直流输电系统的示意图如图3所示，图3中，R是用来纠正工程值，I为变换值；SR,SI为交流侧的整流逆变器的补偿功率；mR,mI分别为连接转换器和变换器到交流侧的主传输比率；VR,VI分别为整流逆变侧的一次电压；VRdc,VIdc分别为直流终端的直流电压；Idc为直流传输线的直流电流。
本发明中直流输电系统采用稳准态模型，可以较准确的表示直流输电系统的性能，数学模型为：
式中，分别为整流侧和逆变侧的直流电流；为直流线路中点电压；C为直流线路等值对地电容；Rd为直流电阻；UdR，UdI分别为整流侧和逆变侧的直流电压；XR，XI分别为整流侧和逆变侧的换流电抗；LdR∑，LdI∑分别为整流侧和逆变侧等效电感；α为整流侧触发滞后角；β为逆变侧触发超前角。
S1.5，构建风光火打捆外送系统框架。
所述风光火打捆外送系统框架，包括送端系统、交直流输电线路和受端系统，所述送端系统包括并联设置的火电机组、风电机组和光伏阵列，所述受端系统包括无穷大交流系统；送端系统经交直流输电线路与受端系统相连，如图4所示。
S2、根据风光火打捆外送系统框架，构建外送系统小干扰稳定分析线性化模型。
在一个稳定点附近将电力系统模型线性化，可得到系统的线性化模型，而含风光火打捆系统的电力系统连接示意图如图5所示，图5中，ΔPb+jΔQb为风光火打捆外送系统向电力系统注入的电能；ΔVb和Δφb分别为连接处电压的大小和相位；ΔPs+ΔjQs为受端同步机组向电力系统注入的电能。
S2.1、对于图5所示的线性化模型，基于线性化理论和李亚普诺夫稳定法则，建立含风光火打捆外送系统的电力系统状态空间模型：
式中，和Δxb是与风光火打捆及其控制系统相关的状态变量的向量与矢量，和Δxs是受端同步机组的状态变量的向量与矢量；A为状态矩阵；Abb、Abs、Asb、Ass分别为状态矩阵的待求参数。
S2.2、根据电力系统的微分代数方程，计算状态矩阵的参数；
式中，ΔVb和分别为风光火打捆外送系统与电力系统连接处电压的大小和相位；ΔPb、ΔQb为分别为风光火打捆外送系统向电力系统注入的有功功率和无功功率；As、Bs1、Bs2、Cs、Ds1、Ds2、Ab、Bb1、Bb2、Cb、Db1、Db2分别为方程组中各项的系数。
化简公式(7)和公式(8)，则得步骤S2.1中公式(6)的状态矩阵的各参数；
S3、通过改变送端系统各电源间电气距离和送端系统外送距离，采用特征值分析和时域仿真分析研究它们对系统稳定性的影响。
S3.1，构建风光火打捆外送系统的仿真模型，如图6所示。
所述风光火打捆外送系统包括送端系统和受端系统，送端系统和受端系统通过交直流传输线路连接；所述送端系统为风光火打捆外送系统，包括并联设置的火电机组、风电机组和光伏阵列；所述受端系统为IEEE四机两区系统。
S3.2，分析送端系统各电源间电气距离对系统稳定性的影响。
将火电机组、风电机组和光伏阵列三者之间的电气距离设置成不同距离值，并对不同电气距离分别进行特征值分析和时域仿真分析，得出随着风光火之间电气距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差和暂态稳定性逐渐变差。
具体地，本发明将火电机组、风电机组和光伏阵列三者之间的电气距离分别设置为50km、100km、150km、200km，并对每个电气距离都进行5个振荡模式的分析，模式1和模式2为受端系统内的区内振荡；模式3和模式4为送端系统与受端系统之间的区间振荡；模式5为整个系统所有机组之间的全局振荡，得到的系统特征根如表1所示。
表1改变风光火间电气距离下系统部分特征根
由表1可知，电气距离逐渐增大时，模式1的阻尼比先增加后减小，模式2、模式3、模式4和模式5的阻尼比均逐渐减小，由此说明，随着风光火之间电气距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差。
并且假设如图6所示的仿真模型中互联系统双回联络线8-9中一回在t＝1秒时三相短路接地，t＝1.05秒时故障消除，仿真时间设置为15s，系统频率为50Hz。由图7可知，随着风光火之间电气距离的增大，G2有功功率曲线的振幅和稳定时间逐渐增大，由此说明，随着风光火之间电气距离的增大，系统的暂态稳定性逐渐变差。
S3.3，分析送端系统外送距离对系统稳定性的影响。
设置不同的风光火打捆外送系统外送距离，并进行特征值分析和时域仿真分析，得出随着风光火打捆外送系统外送距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差；本发明将风光火打捆外送系统外送距离分别设置为50km、100km、150km、200km，并进行特征值分析和时域仿真分析，得到的系统特征根如表2所示。
表2改变送端系统外送距离下系统部分特征根
由表2可知，外送距离逐渐增大时，模式1的阻尼比先增加后减小，模式2、模式3、模式4和模式5的阻尼比均逐渐减小，随着风光火打捆外送系统外送距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差。
S4、在给定运行条件下，分别改变风光火并网容量和并网容量配比，分析其对系统振荡特性的影响。
S4.1，改变风电并网容量。
为分析风光火打捆外送系统中风机并网容量对系统稳定性的影响，在固定光伏和火电出力不变的情况下，将风电出力分别设置为10MW、30MW、50MW、70MW，并进行时域仿真分析。由图8可知，随着风电出力的增大，母线11电压曲线的振幅和稳定时间均逐渐增大。由此说明，当送端系统光伏和火电出力不变，随着风电出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差。
S4.2，改变光伏并网容量。
为分析风光火打捆外送系统中光伏并网容量对系统稳定性的影响，在固定风电和火电出力不变的情况下，将光伏出力分别设置为20MW、40MW、60MW、80MW，并进行特征值分析。
表3为送端系统中风电和火电出力不变，改变光伏出力时系统的部分特征根。
表3改变光伏出力下系统部分特征根
由表3可知，光伏出力逐渐增大时，模式1、模式3和模式5的阻尼比均逐渐减小，模式2和模式4的阻尼比逐渐增大。由此说明，当送端系统风电和火电出力不变，随着光伏出力逐渐增大，系统的阻尼特性逐渐变差，当送端系统风电和火电出力不变，随着光伏出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差。
S4.3，改变火电并网容量。
为分析风光火打捆外送系统中火电并网容量对系统稳定性的影响，在固定风电和光伏出力不变的情况下，将火电出力分别设置为300MW、400MW、500MW、600MW，并进分析。由图9可知，随着火电出力的增大，发电机G1功角曲线的振幅和稳定时间均逐渐增大。由此说明，当送端系统风电和光伏出力不变，随着火电出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差。
S4.4，改变风光火并网容量配比。
为分析风光火打捆外送系统中风光火并网容量配比对系统稳定性的影响，在风电和光伏总出力与火电出力比例分别为1:1.5、1:1.75、1:2、1:1.25、1:2.5的情况下，对其进行特征值分析，改变送端系统中风电和光伏总出力与火电出力比例时系统的部分特征根如表4所示。
表4改变风光与火出力比例下系统部分特征根
从表4中可看出，模式1的阻尼比均逐渐减小，模式2的阻尼比逐渐增大，模式3、模式4和模式5的阻尼比首先减小然后增加最后再减小。由此说明，当送端系统中风电和光伏总出力与火电出力比例为1:2时，系统的稳定性更好。
S5、分析风光火打捆外送系统中交直流传输比例对区域振荡的影响。
为分析风光火打捆外送系统中交直流传输比例对区域振荡的影响，通过改变控制电流的大小来改变直流输电线路的传输功率，从而改变交直流传输功率的比例。本发明在交直流传输比例分别为1:1,1:2和1:3的情况下，对其进行特征值分析，风光火打捆外送系统交直流传输比例时系统的部分特征根如表5所示。
表5改变交直流传输比例下系统部分特征根
由表5可知，随着交直流传输比例的减小，即直流传输容量的增大时，模式1、模式2、模式3和模式5的阻尼比均逐渐增大。模式4的阻尼比先增大后减小。由此说明，当风光火打捆外送系统交直流传输比例减小时，系统的稳定性逐渐增强。
以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。

Claims (6)

1.一种研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，其特征在于：步骤如下，
S1、基于火电机组、风电机组、光伏电站以及高压直流输电系统模型，构建风光火打捆外送系统框架模式；
S2、根据风光火打捆外送系统框架，构建外送系统小干扰稳定分析线性化模型；
S3、通过改变送端系统各电源间电气距离和送端系统外送距离，采用特征值分析和时域仿真分析研究它们对系统稳定性的影响；
S4、在给定运行条件下，分别改变风光火并网容量和并网容量配比，分析其对系统振荡特性的影响；
S5、分析风光火打捆外送系统中交直流传输比例对区域振荡的影响。
2.根据权利要求1所述的研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，其特征在于：在步骤S1中，具体步骤为，
S1.1，构建火电机组模型；
采用简化的同步机组模型来等效代替火电机组模型，包括发电机方程和转子运动方程，模型如下：
式中，vd和vq分别为d轴和q轴的电压分量；Xd和Xq分别为d轴和q轴的同步电抗分量；X'd和X'q分别为d轴和q轴的暂态电抗分量；id和iq分别为d轴和q轴的电流分量；Ra为定子绕组的电阻；T'd0和T'q0分别为d轴和q轴的开路暂态时间常数；Ed和Eq分别为d轴和q轴的稳态空载电势；E'd和E'q分别为d轴和q轴的暂态电势；δ为发电机转子q轴与以同步速度旋转的系统参考轴间的电角度；ω为同步机转子的角速度；ωn为同步转速；TJ为发电机组的惯性时间常数；Pm为原动机输出的机械功率；Pe为发电机的电磁功率；
S1.2，构建风电机组模型；
风电机组采用目前应用最广泛的双馈感应风力发电机组，双馈感应风力发电机组的数学模型主要包括风速模型、桨距角控制、风功率模型、机械传动部分、感应发电机、转速控制以及变换器控制；
风功率模型将风速模型VW捕获来的风能转化为机械能Pmech，感应发电机将这部分机械能转化为电能，输出电压和电流分别为U和I，同时输出电磁功率Pe为风功率模型提供转动转矩；变换器控制根据其有功功率和无功功率的输入参考值Pref和Qref，实现双馈风电机组和电网之间有功与无功功率的交换；桨距角控制通过改变桨距角β使风电机组保持运行在最大功率输出状态；
则对应的空气动力学数学模型为：
Pm＝ρCp(λ,β)πR2v3/2 (2)；
λ＝ωR/v (3)；
式中：Pm为风电机组从风中获取的能量转化成的风电机组机械功率；v为风速；ρ为空气密度；R为风力机叶轮半径；λ为叶尖速比；β为桨距角；Cp为叶片的风能转换效率系数，是叶尖速比λ与桨距角β的函数，改变λ与β可以改变Cp的大小；当叶尖速比λ达到最大值λmax时，风能转换效率系数Cp也将达到其最大值Cpmax；
S1.3，构建光伏电站模型；
所述光伏电站的数学模型，包括光伏阵列和逆变器；光伏阵列将捕获来的光能转化为直流电能，然后通过逆变器转化为交流电能，最后通过RL滤波器汇入电网；
而基于光伏电池特性的等效电路，光伏电站的输出特性模型为：
式中，I0为二极管反向饱和电流；np和ns分别为光伏阵列中组件的并联数和串联数；q为电子电荷；k为玻耳兹曼常数；T为绝对温度；n为光伏电池的理想因数；Iph为光生电流；I为输出电流；U为输出电压；Rs为等效串联电阻；
S1.4，构建高压直流输电系统模型；
直流输电系统采用稳准态模型，数学模型为：
式中，分别为整流侧和逆变侧的直流电流；为直流线路中点电压；C为直流线路等值对地电容；Rd为直流电阻；UdR，UdI分别为整流侧和逆变侧的直流电压；XR，XI分别为整流侧和逆变侧的换流电抗；LdR∑，LdI∑分别为整流侧和逆变侧等效电感；α为整流侧触发滞后角；β为逆变侧触发超前角；
S1.5，构建风光火打捆外送系统框架；
所述风光火打捆外送系统框架，包括送端系统、交直流输电线路和受端系统，所述送端系统包括并联设置的火电机组、风电机组和光伏阵列，所述受端系统包括无穷大交流系统；送端系统经交直流输电线路与受端系统相连。
3.根据权利要求1所述的研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，其特征在于：在步骤S2中，具体步骤为，
S2.1、基于线性化理论和李亚普诺夫稳定法则，建立含风光火打捆外送系统的电力系统状态空间模型：
式中，和Δxb是与风光火打捆及其控制系统相关的状态变量的向量与矢量，和Δxs是受端同步机组的状态变量的向量与矢量；A为状态矩阵；Abb、Abs、Asb、Ass为状态矩阵的待求参数；
S2.2、根据电力系统的微分代数方程，计算状态矩阵的参数；
式中，ΔVb和分别为风光火打捆外送系统与电力系统连接处电压的大小和相位；ΔPb、ΔQb为分别为风光火打捆外送系统向电力系统注入的有功功率和无功功率；As、Bs1、Bs2、Cs、Ds1、Ds2、Ab、Bb1、Bb2、Cb、Db1、Db2分别为方程中各项的系数；
化简公式(7)和公式(8)，则得步骤S2.1中公式(6)的状态矩阵的各参数；
4.根据权利要求1所述的研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，其特征在于：在步骤S3中，具体步骤为，
S3.1，构建风光火打捆外送系统的仿真模型；
所述风光火打捆外送系统包括送端系统和受端系统，送端系统和受端系统通过交直流传输线路连接；所述送端系统为风光火打捆外送系统，包括并联设置的火电机组、风电机组和光伏阵列；所述受端系统为IEEE四机两区系统；
S3.2，分析送端系统各电源间电气距离对系统稳定性的影响；
将火电机组、风电机组和光伏阵列三者之间的电气距离设置成不同距离值，并对不同电气距离分别进行特征值分析和时域仿真分析，得出随着风光火之间电气距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差和暂态稳定性逐渐变差；
S3.3，分析送端系统外送距离对系统稳定性的影响；
设置不同的风光火打捆外送系统外送距离，并进行特征值分析和时域仿真分析，得出随着风光火打捆外送系统外送距离的增大，系统的阻尼特性逐渐变差。
5.根据权利要求1所述的研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，其特征在于：在步骤S4中，具体步骤为，
S4.1，改变风电并网容量；
光伏和火电出力不变，改变风电并网容量，并对系统进行时域仿真分析，得出随着风电出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差；
S4.2，改变光伏并网容量；
送端系统风电和火电出力不变，改变光伏并网容量，并对系统进行特征值分析，得出随着光伏出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差；
S4.3，改变火电并网容量；
送端系统风电和光伏出力不变，改变火电并网容量，并对系统进行时域仿真分析，得出随着火电出力逐渐增大，系统的暂态稳定性逐渐变差；
S4.4，改变风光火并网容量配比；
设置不同的风电和光伏总出力与火电出力比例，并对系统进行特征值分析得出风光火并网容量配比与系统稳定性的关系。
6.根据权利要求1所述的研究风光火打捆外送系统区域交互影响的分析方法，其特征在于：在步骤S5中，通过改变控制电流的大小来改变直流输电线路的传输功率，从而改变交直流传输功率的比例，对不同工况下系统的特征值，得出当风光火打捆外送系统交直流传输比例减小时，系统的稳定性逐渐增强。
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