賈 波，張 輝

（1.西安理工大學(xué)電氣工程系，西安710048；2.西安交通大學(xué)電力設(shè)備電氣絕緣國家重點實驗室，西安710049）

風(fēng)力發(fā)電規(guī)模越來越大，對電網(wǎng)的影響也與日俱增，這要求電力系統(tǒng)中沖擊或擾動引起并網(wǎng)點電壓跌落時，在一定的電壓跌落范圍和時段內(nèi)，風(fēng)力發(fā)電機組必須不脫網(wǎng)運行，即低電壓穿越LVRT（low voltage ride through）[1]。

永磁材料的發(fā)展，使直驅(qū)永磁同步發(fā)電機DPMSG（direct-drive permanent magnet synchronous generator）前景廣闊。相比于雙饋異步風(fēng)力發(fā)電機組，直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機組在低電壓穿越方面具有更好的性能。迄今針對D-PMSG 的低電壓穿越已有文獻進行分析：文獻[2]提出在電網(wǎng)電壓跌落時保持輸出電流不變，僅按電壓跌落幅度來限制發(fā)電機輸出功率并配和槳距角調(diào)節(jié)的控制策略，但該策略減小了網(wǎng)側(cè)變流器的無功輸出，且因抑制風(fēng)輪機轉(zhuǎn)速上升幅度而過分依賴槳距角調(diào)節(jié)；文獻[3]采用電網(wǎng)電壓跌落時網(wǎng)側(cè)變流器工作在靜止同步補償器模式的控制策略，這可以有效改善機組的低電壓穿越能力，但其仍需要卸荷電路保護，增加成本；文獻[4]通過判定電網(wǎng)電壓跌落與否而采用不同控制策略，即在電網(wǎng)正常時由網(wǎng)側(cè)變流器穩(wěn)定直流側(cè)電壓，電網(wǎng)電壓跌落時由機側(cè)變流器穩(wěn)定直流側(cè)電壓，但其依賴電網(wǎng)電壓跌落時刻檢測的準(zhǔn)確性，且控制復(fù)雜。

綜合已有的低電壓穿越控制策略優(yōu)劣，本文在文獻[2]的基礎(chǔ)上提出改進的直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電低電壓穿越控制策略：增加網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率和限制發(fā)電機出力相結(jié)合，按照網(wǎng)側(cè)變流器最大輸出功率對機側(cè)輸入功率限幅，實現(xiàn)低電壓穿越。該控制策略充分利用變流器的容量，最大限度輸出有功功率，降低因發(fā)電機出力減少導(dǎo)致風(fēng)輪機的轉(zhuǎn)速上升幅度，降低對槳距角調(diào)節(jié)的要求。借助Matlab/Simulink 對控制策略進行仿真研究，驗證其可行性。

1 LVRT 運行特性

直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電拓撲結(jié)構(gòu)如圖1 所示。全功率變流器由機側(cè)變流器和網(wǎng)側(cè)變流器構(gòu)成，消除電網(wǎng)故障對發(fā)電機的影響。

圖1 直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 Configuration of D-PMSG with wind turbine

當(dāng)電網(wǎng)電壓跌落時，直流母線功率流動的示意如圖2[5]所示。

圖2 功率流動示意Fig.2 Power flow diagram

電網(wǎng)電壓不對稱跌落時，受電壓電流負序分量影響，風(fēng)力發(fā)電注入電網(wǎng)的有功功率Pg含有二倍頻正弦量。在控制負序電流為零的情況下，忽略網(wǎng)側(cè)變流器的功率損耗，Pg在dq 旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下表示[6]為

忽略機側(cè)變流器的損耗，則發(fā)電機的輸出功率Ps、輸出至電網(wǎng)的有功功率Pg與直流母線電壓udc的關(guān)系為

式中：C 為直流母線電容；ΔP 為直流母線輸入輸出功率差。

電網(wǎng)電壓ug發(fā)生跌落時，因網(wǎng)側(cè)變流器額定電流的限制，igd增大有限，則輸出有功功率Pg減少，而輸入功率Ps不變時ΔP 為正，直流母線電壓升高，并網(wǎng)開關(guān)分斷，風(fēng)力發(fā)電機組脫網(wǎng)，若大量風(fēng)力發(fā)電機組脫網(wǎng)，電力系統(tǒng)將崩潰。從能量角度分析LVRT，其原理是以存儲或者消耗的方式消除直流母線的ΔP，穩(wěn)定直流母線電壓udc。

2 控制策略

2.1 機側(cè)控制策略

機側(cè)變流器要實現(xiàn)在電網(wǎng)正常時風(fēng)輪機的最大功率點跟蹤MPPT（maximum power point tracking），在電網(wǎng)故障時限制發(fā)電機輸出有功功率。永磁同步發(fā)電機在dq 旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下數(shù)學(xué)模型[7]為

式中：usd、usq和isd、isq分別為定子電壓和電流的dq軸分量；Rs為定子電阻；Ls為定子電感；ωe為發(fā)電機的電角速度；Ψf為永磁體的磁鏈。

發(fā)電機的電磁轉(zhuǎn)矩[8]為

式中，np為電機極對數(shù)。

機側(cè)變流器的控制框如圖3 所示。電流內(nèi)環(huán)控制中，令定子電流d 軸分量給定為零，即isdref=0，定子電流q 軸分量給定isqref由功率外環(huán)獲取。外環(huán)控制中的功率反饋是根據(jù)測得定子電壓和電流，計算得到發(fā)電機的輸入機械功率Pm[9]為

功率外環(huán)給定值計算是控制目標(biāo)實現(xiàn)的關(guān)鍵。圖4 為機側(cè)變流器功率外環(huán)給定控制框圖。為實現(xiàn)MPPT，須基于風(fēng)輪機轉(zhuǎn)速ωm計算得到實時最佳功率Popt；為平衡直流母線輸入輸出功率，由電網(wǎng)電壓d 軸分量ugd、網(wǎng)側(cè)變流器的q 軸電流給定igqref及輸出電流上限igmax實時計算出網(wǎng)側(cè)變流器輸出最大有功功率Pgmax。取Popt和Pgmax較小者作為功率外環(huán)給定指令Pmref。Popt和Pgmax計算式[10]分別為

圖3 直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電低電壓穿越控制框Fig.3 LVRT control block diagram of D-PMSG with wind turbine

式中：ρ 為空氣密度；r 為風(fēng)輪半徑；CPmax為最大風(fēng)能利用系數(shù)；λopt為最佳葉尖速比；ωm為風(fēng)輪機機械角速度；igmax為網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流上限；ugd為d軸電網(wǎng)電壓；igqref為q 軸電網(wǎng)電流給定值。

圖4 機側(cè)變流器功率外環(huán)給定計算框Fig.4 Diagram of generator side converter output

Pmref計算如下：

電網(wǎng)正常時，Popt〈Pgmax，則Pmref=Popt，機側(cè)變流器運行在MPPT 工作模式。

電網(wǎng)故障時，如果Popt〉Pgmax，則Pmref=Pgmax，機側(cè)變流器輸出功率被限制在網(wǎng)側(cè)變流器輸出的有功功率范圍之內(nèi)；如果Popt〈Pgmax，則Pmref= Popt，風(fēng)力發(fā)電機組仍能運行在MPPT 工作模式。在這兩種工況中，直流母線輸入輸出功率始終為平衡狀態(tài)，直流母線電壓上升受限，但風(fēng)力發(fā)電機能夠低電壓不脫網(wǎng)運行。

2.2 網(wǎng)側(cè)控制策略

網(wǎng)側(cè)變流器采用電壓外環(huán)、電流內(nèi)環(huán)控制，要實現(xiàn)穩(wěn)定直流母線電壓，抑制交流側(cè)負序電流，必須使網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流平衡，限制過電流。為了抑制交流側(cè)電網(wǎng)負序電壓的影響，在αβ 坐標(biāo)系下將電網(wǎng)負序電壓疊加至正序參考電壓上，如圖3所示。采用瞬時對稱分量法ISCM（instantaneous symmetrical component method）分離電網(wǎng)電壓的正負序分量，在電流內(nèi)環(huán)中前饋補償。網(wǎng)側(cè)變流器在dq 坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型[11]為

為了實現(xiàn)PQ 解耦控制，將電網(wǎng)電壓矢量定向d 軸，則d 軸電流控制有功功率，q 軸電流控制無功功率。

3 仿真與分析

在Matlab/Simulink 中建立直驅(qū)永磁同步發(fā)電的仿真模型，仿真參數(shù)如下：永磁同步發(fā)電機額定容量為2 MW，額定電壓為690 V，極對數(shù)np=26，定子電阻Rs=0.000 821 Ω，電感Ls=1.573 1 mH[12]；全功率變流器額定容量為2 MW，直流電容C=0.2 F，電感L=0.3 mH；額定風(fēng)速為12.5 m/s。取發(fā)電機及風(fēng)輪機的等效轉(zhuǎn)動慣量J=16 000 kg·m2。

仿真模型在0.3 s 和1.2 s 時，電網(wǎng)分別發(fā)生單相和兩相電壓跌落50%，如圖5（a）和圖6（a）所示。將改進型控制策略和文獻[2]無槳距角控制策略分別仿真并進行對比，在圖5 與圖6 對比圖中標(biāo)注為1 的為改進型控制策略仿真波形，標(biāo)注為2 的為文獻[2]無槳距角控制下的仿真波形。

圖5 單相電網(wǎng)電壓跌落時響應(yīng)波形Fig.5 Responsewaveformsofsingle-phasegridvoltagesag

當(dāng)電網(wǎng)電壓單相跌落時，發(fā)電機出力已經(jīng)超出全功率變流器輸出有功功率范圍，需對發(fā)電機輸出有功功率進行限制，因此發(fā)電機轉(zhuǎn)速上升，過多的能量存儲為風(fēng)輪的動能[13]。網(wǎng)側(cè)變流器的輸出電流上升見圖5（b），輸出有功功率略降，見圖5（c）。對比圖5（d）和（e）可以看出改進型控制策略的發(fā)電機出力將受限制，發(fā)電機的轉(zhuǎn)速上升，但兩者變化幅度低于文獻[2]，即該控制策略抑制轉(zhuǎn)速上升效果明顯。

圖6 兩相電網(wǎng)電壓跌落時響應(yīng)波形Fig.6 Response waveforms of two-phase grid voltage sag

當(dāng)電網(wǎng)電壓發(fā)生兩相跌落時，由圖6（c）可知，對發(fā)電機輸出有功功率限制更多，因此發(fā)電機轉(zhuǎn)速幅度明顯上升。由圖6（d）和圖6（e）得，改進型控制策略對發(fā)電機出力限制程度低于文獻[2]，其轉(zhuǎn)速上升幅度同樣低于后者。網(wǎng)側(cè)變流器在故障發(fā)生時需將發(fā)電機輸出功率和直流母線上積存的有功功率同時饋入電網(wǎng)。在圖5（f）和圖6（f）中，直流母線電壓超調(diào)最大分別為0.8%和2.8%，控制策略能夠穩(wěn)定直流電壓。

4 結(jié)語

本文分析了D-PMSG 低電壓運行特性，提出改進的限制發(fā)電機輸出有功功率的控制策略。仿真結(jié)果表明，在電網(wǎng)電壓跌落時，直流母線電壓保持穩(wěn)定，發(fā)電機轉(zhuǎn)速上升幅度相對減小，通過利用全功率變流器最大輸出容量的潛力和風(fēng)輪機動能儲能實現(xiàn)低電壓穿越。

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