王耀函，張揚(yáng)帆，宋 鵬，劉 輝，吳林林，張瑞芳

（風(fēng)光儲并網(wǎng)運(yùn)行技術(shù)國家電網(wǎng)公司重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（國網(wǎng)冀北電力有限公司電力科學(xué)研究院），北京 100045）

近年來，隨著風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的廣泛應(yīng)用和并網(wǎng)裝機(jī)容量的不斷增加，其在電網(wǎng)故障條件下的運(yùn)行與控制策略已直接影響到電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行[1-2]。電網(wǎng)電壓驟升是一種常見的電網(wǎng)故障，通常發(fā)生在電網(wǎng)無功功率過剩的情況下[3]。電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落時(shí)，無功補(bǔ)償設(shè)備會發(fā)出無功功率，在電網(wǎng)電壓恢復(fù)過程中可能因?yàn)樗度氲碾娙菅a(bǔ)償器不能及時(shí)退出而引發(fā)電網(wǎng)電壓的驟升。為了避免風(fēng)電機(jī)組因暫態(tài)過電壓而脫網(wǎng)，有必要對風(fēng)電機(jī)組的高電壓穿越HVRT（high voltage ride through）控制策略進(jìn)行研究。

電網(wǎng)電壓正常時(shí)，風(fēng)電變流器運(yùn)行于正常控制模式，而電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落或者抬升故障后，變流器需要切換至?xí)簯B(tài)運(yùn)行模式，不同狀態(tài)之間的切換依賴于對電網(wǎng)電壓的檢測。因此，電壓快速精確檢測是提升風(fēng)電機(jī)組HVRT過程中響應(yīng)速度的關(guān)鍵環(huán)節(jié)。常用的電壓檢測方法有峰值電壓法、有效值法、小波變換法、卡爾曼濾波法、dq變換法等。文獻(xiàn)[4]利用dq變換，通過低通濾波器提取正序分量，再由dq反變換后得到的量與原輸入量相減得到補(bǔ)償電壓量，但這種方法不區(qū)分正負(fù)序分量和諧波分量，某些諧波分量的引入會導(dǎo)致系統(tǒng)不穩(wěn)定。文獻(xiàn)[5]通過構(gòu)造形態(tài)濾波器提取三相電壓經(jīng)dq變化后的直流分量，并基于自適應(yīng)最小均方濾波器提升鎖相環(huán)精度，但是很大程度上增加了算法復(fù)雜度。最小方差LES（least error squares）濾波器可以將直流分量、各次諧波分量及基波分量快速地提取出來，便于后期的數(shù)字化分析和處理，目前較多用于動態(tài)電壓恢復(fù)器DVR（dynamic voltage regulator）的電網(wǎng)電壓幅值檢測中[6]。

針對電網(wǎng)電壓驟升，我國提出了風(fēng)電機(jī)組HVRT 要求，即在電網(wǎng)電壓驟升至1.3 倍標(biāo)稱值以內(nèi)，不僅要求風(fēng)力發(fā)電機(jī)組必須能不脫網(wǎng)持續(xù)運(yùn)行一段時(shí)間，而且在故障期間要求其對電網(wǎng)有一定的動態(tài)無功支撐。文獻(xiàn)[7]針對傳統(tǒng)PI 控制器帶寬和動態(tài)響應(yīng)性能的不足，引入PI-R控制器有效抑制驟升故障下的轉(zhuǎn)子電流沖擊。文獻(xiàn)[8]從雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組暫態(tài)過程出發(fā)，考慮HVRT過程中切換延時(shí)和無功控制因素的影響，優(yōu)化轉(zhuǎn)子側(cè)電流表達(dá)式，設(shè)計(jì)了一種有效抑制轉(zhuǎn)子過流的控制策略?，F(xiàn)有控制策略大多是從轉(zhuǎn)子側(cè)出發(fā)，但是電網(wǎng)電壓驟升會帶來變流器網(wǎng)側(cè)的控制裕度下降[9-10]，若失控則會導(dǎo)致能量由電網(wǎng)倒灌進(jìn)入逆變器進(jìn)而引發(fā)直流側(cè)過壓或過流。電網(wǎng)電壓驟升時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器安全運(yùn)行區(qū)域縮小，需快速抑制網(wǎng)側(cè)過調(diào)制引起的電壓、電流沖擊，通過增加感性無功電流輸出或提升直流母線電壓參考值可以增加變流器控制裕度[11]。對于給定容量的變流器如何滿足風(fēng)電機(jī)組HVRT 測試對動態(tài)無功電流的要求，以及網(wǎng)側(cè)無功電流與直流母線電壓配合還需要進(jìn)一步分析。

為提高雙饋風(fēng)電機(jī)組在HVRT 過程中的響應(yīng)速度及穩(wěn)態(tài)控制效果，本文針對雙饋網(wǎng)側(cè)變流器設(shè)計(jì)HVRT 控制策略。首先采用LES 濾波器檢測電網(wǎng)電壓幅值并給出參數(shù)設(shè)計(jì)方案。其次建立變流器網(wǎng)側(cè)數(shù)學(xué)模型，由變流器電壓和電流約束關(guān)系，確定其在不同電網(wǎng)電壓驟升幅度情況下的安全運(yùn)行區(qū)域。在此基礎(chǔ)上，在線計(jì)算HVRT穩(wěn)態(tài)最佳工作點(diǎn)，使變流器網(wǎng)側(cè)無功電流和直流母線電壓參考值按照一定速率提升至最佳工作點(diǎn)。通過雙閉環(huán)矢量控制方式，使得實(shí)際的直流母線電壓和無功電流跟蹤其給定的參考值。最后，仿真結(jié)果表明，所提出的網(wǎng)側(cè)控制策略能夠提高風(fēng)電機(jī)組在故障穿越期間的響應(yīng)速度及穩(wěn)態(tài)控制效果。

1 LES 濾波器參數(shù)設(shè)計(jì)

本文采用LES 濾波器實(shí)現(xiàn)對電網(wǎng)電壓快速精確檢測。LES濾波器對電網(wǎng)電壓瞬時(shí)值u（t）連續(xù)N次采樣結(jié)果，可以快速提取出其基波分量的幅值[6]。LES 濾波器具有4 個(gè)控制參數(shù)：采樣窗長度N、采樣周期Ts、本次采樣對應(yīng)的具體時(shí)間t0、被提取信號角頻率ω。由于僅需提取基波信號，設(shè)ω=100π。由于t0取值只影響信號相位，不影響信號幅值，t0可設(shè)為任意值，為了簡化運(yùn)算，這里設(shè)t0=0 。因此，LES 濾波器的可調(diào)控制參數(shù)僅有2個(gè)，即N和Ts。

首先，N和Ts存在理論最值。根據(jù)“采樣定理”可知，若要實(shí)現(xiàn)對基波頻率的完整復(fù)現(xiàn)，則采樣頻率至少為基波頻率的2 倍，一般取10 倍以上，因此Ts存在最大值，即Ts≤1/（500 Hz）=2 ms。其次，N和Ts的乘積決定LES 濾波器的濾波效果和響應(yīng)速度。LES濾波器的響應(yīng)時(shí)間為（N+1）Ts。若將LES濾波器近似等效為一階低通濾波器，則可估算其截止頻率近似為1/[(N+1)Ts]。

在具體參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí)，首先考慮到電網(wǎng)電壓變化時(shí)LES濾波器應(yīng)快速檢測其幅值變化，響應(yīng)時(shí)間不宜過長，一般在半周波內(nèi)。其次，考慮到電網(wǎng)中會含有5、7 次諧波擾動，截止頻率不宜過高，一般使其小于250 Hz。因此，設(shè)計(jì)LES濾波器響應(yīng)時(shí)間在4～6 ms之間，約為1/4周波，同時(shí)應(yīng)讓采樣窗口在合理范圍內(nèi)，以減輕控制器計(jì)算負(fù)擔(dān)，設(shè)計(jì)采樣窗口長度小于20。

表1 典型LES 濾波器參數(shù)設(shè)計(jì)Tab.1 Parameter design of typical LES filter

LES 濾波器的響應(yīng)速度與濾波效果不可兼得，在參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí)，需要根據(jù)實(shí)際工況特點(diǎn)，估計(jì)響應(yīng)時(shí)間和截止頻率范圍，再結(jié)合該范圍與采樣頻率來計(jì)算采樣窗長度，完成整體設(shè)計(jì)。

2 網(wǎng)側(cè)變流器安全運(yùn)行區(qū)域

電網(wǎng)電壓驟升對雙饋?zhàn)兞髌骶W(wǎng)側(cè)和轉(zhuǎn)子側(cè)均會產(chǎn)生影響。其中，對網(wǎng)側(cè)的影響主要是電網(wǎng)電壓較大時(shí)，違背了升壓電路原理，導(dǎo)致網(wǎng)側(cè)控制失敗；對轉(zhuǎn)子側(cè)的影響主要與低壓穿越類似，在定、轉(zhuǎn)子磁鏈中產(chǎn)生暫態(tài)衰減分量，引起轉(zhuǎn)子過流、直流母線電壓過壓。本文主要針對電網(wǎng)電壓升高引起的網(wǎng)側(cè)過調(diào)制問題，通過分析電流電壓約束條件，設(shè)計(jì)基于工作點(diǎn)計(jì)算的網(wǎng)側(cè)控制策略，下面對雙饋?zhàn)兞髌骶W(wǎng)側(cè)約束條件及安全運(yùn)行區(qū)域進(jìn)行詳細(xì)分析。

雙饋風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)采用兩個(gè)背靠背的變流器通過直流環(huán)節(jié)連接進(jìn)行交流勵(lì)磁[12]。網(wǎng)側(cè)變流器及各控制變量如圖1所示。

圖1 網(wǎng)側(cè)變流器模型Fig.1 Model of grid-side converter

圖1 中，為電網(wǎng)相電壓矢量；為網(wǎng)側(cè)變流器出口相電壓矢量；L為網(wǎng)側(cè)變流器濾波電感；C為網(wǎng)側(cè)變流器濾波電容；為變流器出口電流矢量；Vdc為網(wǎng)側(cè)控制時(shí)的直流母線電壓。在以定向的dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，各矢量可表示為

式中：Vd、Vq分別為網(wǎng)側(cè)變流器出口相電壓矢量的d、q軸分量；Id、Iq分別為變流器出口電流矢量的d、q軸分量；Ud、Uq分別為電網(wǎng)相電壓矢量的d、q軸分量；為電網(wǎng)相電壓矢量幅值。

根據(jù)圖1，各電壓、電流矢量存在如下關(guān)系：

式中，ω為電網(wǎng)角頻率。將式（1）代入式（2）可得

由于變流器電流不可超過其最大允許電流Imax，因此存在電流約束條件，即

根據(jù)空間矢量調(diào)制原理，直流母線電壓應(yīng)不低于逆變器出口線電壓峰值，否則會出現(xiàn)過調(diào)制現(xiàn)象，因此存在電壓約束條件，即

將式（3）代入式（5）可得

將式（6）整理為

由于有功電流Iq對過調(diào)制影響較小，因此可以忽略不計(jì)。在不平衡條件下，電網(wǎng)線電壓矢量旋轉(zhuǎn)軌跡為橢圓，其幅值中含有2倍頻波動，不利于控制系統(tǒng)穩(wěn)定，因此用三路瞬時(shí)線電壓幅值的最大值UL_max代替。由于UL_max恒大于|，因此不等式條件仍然成立。式（7）可簡化為

可見，式（8）將電壓約束條件化簡為1條邊界線。

建立Id Vdc直角坐標(biāo)系，根據(jù)式（8）繪制不同UL_max下的邊界線，如圖2所示。規(guī)定直流母線電壓工作范圍為[1 070 V，1 150 V]，無功電流工作范圍為[0 A，450 A]。因此，在圖2中陰影區(qū)域?yàn)榫W(wǎng)側(cè)變流器的安全工作區(qū)。

圖2 安全工作區(qū)域示意Fig.2 Schematic of safe operation area

3 HVRT 穩(wěn)態(tài)最佳工作點(diǎn)計(jì)算

前文已經(jīng)確定了不同電網(wǎng)電壓條件下HVRT期間網(wǎng)側(cè)變流器的安全運(yùn)行區(qū)域，需在安全工作區(qū)內(nèi)尋找使得HVRT 過調(diào)制時(shí)間最短且穩(wěn)態(tài)波動小的最佳工作點(diǎn)。

當(dāng)電網(wǎng)電壓正常時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器工作點(diǎn)為（0 A，1 070 V）。根據(jù)式（8），在電網(wǎng)電壓抬升后，工作點(diǎn)必須進(jìn)入陰影區(qū)域內(nèi)，否則會發(fā)生過調(diào)制，即HVRT期間直流母線電壓抬升的同時(shí)網(wǎng)側(cè)發(fā)出無功。由圖2 可以看出，若工作點(diǎn)位于電壓極限邊界線上，則可獲得最高直流母線電壓與無功電流利用率。從正常工作點(diǎn)至電壓極限邊界線的路徑有無數(shù)條，在實(shí)際中希望能在最短的時(shí)間內(nèi)抑制HVRT 引起的過調(diào)制問題，因此最優(yōu)行進(jìn)路徑應(yīng)為使工作點(diǎn)移動時(shí)間最短且HVRT穩(wěn)態(tài)波動小的曲線。

為保持系統(tǒng)穩(wěn)定、實(shí)現(xiàn)超調(diào)抑制，設(shè)計(jì)了1 組電壓、電流斜坡限制器，所限制的最大斜率值分別為dV和dI。在參數(shù)設(shè)計(jì)時(shí)，dV和dI應(yīng)低于電壓外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)的響應(yīng)速度，否則斜坡限制器無意義。因此，在電網(wǎng)電壓驟升后，若Vdc和Id可較好地跟蹤其參考值，則Vdc將以dV速度增長，Id將以dI速度增長，可表示為

將式（9）消去時(shí)間t可得

將式（10）稱為強(qiáng)制行進(jìn)線方程，即由于Vdc和Id的增長速度固定。在電網(wǎng)電壓驟升后，工作點(diǎn)的移動路徑不是任意的，而是必須沿著式（10）行進(jìn)。根據(jù)式（10）繪制行進(jìn)曲線如圖3所示。

圖3 行進(jìn)曲線示意Fig.3 Schematic of route curve

圖3中，在邊界線上設(shè)計(jì)了3個(gè)工作點(diǎn)，分別為強(qiáng)制行進(jìn)線和邊界線交點(diǎn)、交點(diǎn)以上任意點(diǎn)及交點(diǎn)以下任意點(diǎn)。若工作點(diǎn)為強(qiáng)制行進(jìn)線和邊界線交點(diǎn)，則移動路徑將一直在強(qiáng)制行進(jìn)線上，此時(shí)Vdc和Id將同時(shí)升至HVRT 所需的電壓及電流值，因此用時(shí)最短。若工作點(diǎn)在交點(diǎn)以下，則移動路徑為先沿強(qiáng)制行進(jìn)線移動，直至Vdc達(dá)到電壓要求值，然后水平移動直至Id達(dá)到電流要求，其路徑為折線，用時(shí)要明顯長于最佳工作點(diǎn)。同理，若工作點(diǎn)在交點(diǎn)以上，用時(shí)也長于最佳工作點(diǎn)。由此可見，為保證HVRT 過調(diào)制時(shí)間最短且穩(wěn)態(tài)波動小，最佳工作點(diǎn)應(yīng)為強(qiáng)制行進(jìn)線與邊界線的交點(diǎn)。聯(lián)立式（10）和式（8）可得出電流、電壓最佳工作點(diǎn)為

圖4 網(wǎng)側(cè)HVRT 控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.4 Structure of grid-side HVRT control system

圖4 中參數(shù)補(bǔ)償模塊的主要功能為補(bǔ)償由電感參數(shù)不準(zhǔn)確引起的最佳工作點(diǎn)誤差，當(dāng)最佳工作點(diǎn)落在安全區(qū)域外時(shí)，補(bǔ)償相應(yīng)電壓和電流，防止過調(diào)制發(fā)生?？梢姡琍I補(bǔ)償模塊的主要目的不是為了實(shí)現(xiàn)快速響應(yīng)，而是為了消除穩(wěn)態(tài)誤差，實(shí)現(xiàn)精確閉環(huán)控制。參數(shù)補(bǔ)償模塊由滯環(huán)控制器、無功電流PI控制器和直流母線電壓PI控制器組成。

滯環(huán)控制器主要功能首先是防止HVRT 發(fā)生前PI 控制器工作于負(fù)限幅區(qū)。根據(jù)圖3 的控制結(jié)構(gòu)可以看出，當(dāng)電網(wǎng)電壓正常時(shí)，其線電壓幅值約為976 V，與直流母線電壓（約為1 070 V）存在約-94 V 的壓差，導(dǎo)致兩PI 控制器工作于負(fù)限幅區(qū)。若在此工況下發(fā)生HVRT，則積分器需從負(fù)限幅值開始累積，降低了PI 控制器的效能。其次，防止非HVRT 情況下，PI 控制器誤動作，當(dāng)負(fù)載波動時(shí)，可能會出現(xiàn)短時(shí)過調(diào)制現(xiàn)象，此時(shí)HVRT 控制器不應(yīng)動作。

因此，設(shè)計(jì)滯環(huán)控制器對兩個(gè)PI控制器進(jìn)行必要的使能或清零操作。當(dāng)HVRT發(fā)生時(shí)，開啟PI控制器，使其從0 開始累加；在HVRT 結(jié)束后，關(guān)閉PI控制器，同時(shí)對積分器清零，為下次HVRT 做準(zhǔn)備。根據(jù)上述原理，設(shè)計(jì)滯環(huán)上限為0，環(huán)寬范圍為0～94 V。環(huán)寬過小會造成PI控制器頻繁投切，不利于系統(tǒng)控制；環(huán)寬過大會增加滯環(huán)控制的盲區(qū)，HVRT后電壓回落在環(huán)寬范圍內(nèi)時(shí)，仍會使PI控制器工作于負(fù)限幅區(qū)，導(dǎo)致滯環(huán)控制功能失效。

無功電流PI 控制器和直流母線電壓PI 控制器輸入為UL_max與Vdc的差值加上靜態(tài)補(bǔ)償量B。靜態(tài)補(bǔ)償量B是為了使HVRT 穩(wěn)態(tài)期間UL_max略高于Vdc。對于比例系數(shù)kpI和積分系數(shù)kiI，可根據(jù)電流環(huán)數(shù)學(xué)模型進(jìn)行整定。

繪制無功電流環(huán)閉環(huán)控制框圖如圖5 所示。圖5中，GI(s)為網(wǎng)側(cè)控制的無功電流內(nèi)環(huán)的等效模型，由于電流內(nèi)環(huán)可近似為一階慣性環(huán)節(jié)，且響應(yīng)時(shí)間約為0.001 s，因此可認(rèn)為GI(s)=1/[(0.001/3)s+1]。由圖5 可以看出，無功電流PI 控制器通過調(diào)節(jié)Id，使VL_max向Vdc移動，進(jìn)而消除穩(wěn)態(tài)誤差。

將圖5中的B、UL_max和視為擾動量，建立系統(tǒng)閉環(huán)傳遞函數(shù)模型為

圖5 HVRT 控制系統(tǒng)電流環(huán)閉環(huán)框圖Fig.5 Block diagram of current closed-loop of HVRT control system

通過調(diào)整PI 參數(shù)可使式（13）等效為一階慣性環(huán)節(jié)，即

式中，tr為整定后的無功電流環(huán)調(diào)節(jié)時(shí)間。

聯(lián)立式（13）和式（14）可得kpI和kiI為

PI控制器主要負(fù)責(zé)穩(wěn)態(tài)補(bǔ)償，不要求過快的影響速度，因此設(shè)計(jì)tr在4～10周波之間即可。

4 仿真驗(yàn)證

對所提HVRT控制策略進(jìn)行仿真驗(yàn)證，系統(tǒng)執(zhí)行頻率為5 kHz，脈寬調(diào)制周期為2.5 kHz。仿真模型中采用1.5 MW 的雙饋異步電機(jī)并配備變流器，網(wǎng)側(cè)變流器相關(guān)參數(shù)如表2所示。

表2 雙饋機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器參數(shù)Tab.2 Parameters of grid-side converter in doubly-fed wind turbine

在圖6中，設(shè)t=1.0 s前電網(wǎng)電壓為額定值，t=1.0 s 時(shí)三相電網(wǎng)電壓平衡驟升至1.2 倍，網(wǎng)側(cè)控制系統(tǒng)未加入HVRT策略，即網(wǎng)側(cè)無功電流和直流母線電壓的參考值保持不變。圖6展示了電網(wǎng)故障前后網(wǎng)側(cè)變流器出口相電流、線電壓及直流母線電壓的波形，其中ia、ib、ic分別為網(wǎng)側(cè)三相瞬時(shí)電流?？梢钥闯觯妷禾缶W(wǎng)側(cè)變流器出現(xiàn)嚴(yán)重的過調(diào)制現(xiàn)象，網(wǎng)側(cè)電流嚴(yán)重畸變且直流母線電壓出現(xiàn)抖動。

圖6 無HVRT 控制策略時(shí)仿真波形Fig.6 Simulation waveforms without HVRT control strategy

網(wǎng)側(cè)加入HVRT控制策略后的仿真結(jié)果如圖7所示。t=1.0 s 時(shí)三相電網(wǎng)電壓平衡驟升至1.2 倍?？梢钥闯?，加入HVRT 控制策略后，過調(diào)制現(xiàn)象得到抑制，網(wǎng)側(cè)電流正弦度良好，直流母線電壓無抖動，且由過調(diào)制引起的直流母線電壓沖擊也得到抑制。圖7對比了選取不同HVRT工作點(diǎn)時(shí)的控制效果，對最佳工作點(diǎn)和最優(yōu)行進(jìn)原理的有效性進(jìn)行驗(yàn)證。圖7（b）根據(jù)式（11）和式（12）計(jì)算最佳工作點(diǎn)為（180 A，1 122 V），圖7（a）未選取最佳工作點(diǎn)，而是選取邊界線上任意點(diǎn)為（260 A，1 090 V），圖7（a）和圖7（b）其他控制參數(shù)完全一致。對比可以看出，當(dāng)HVRT 工作點(diǎn)選為最佳工作點(diǎn)時(shí)，過調(diào)制在1 周波內(nèi)得到有效抑制；當(dāng)不為最佳工作點(diǎn)時(shí)，過調(diào)制時(shí)間加長，由此證明本文所提控制策略的有效性。

圖7 采取HVRT 控制策略時(shí)仿真波形Fig.7 Simulation waveforms under HVRT control strategy

雖然上述兩種組合都能夠滿足1.2倍HVRT運(yùn)行，但是選取非最佳工作點(diǎn)時(shí)直流母線電壓較低，網(wǎng)側(cè)電流過大已接近變流器上限；選取最佳工作點(diǎn)時(shí)直流母線電壓Vdc和無功電流Id都能夠在合理范圍內(nèi)并留有一定的裕量，這對于變流器的運(yùn)行是有利的。

在確定HVRT 期間工作點(diǎn)的最優(yōu)行進(jìn)路線時(shí)，為保持系統(tǒng)穩(wěn)定、實(shí)現(xiàn)超調(diào)抑制，設(shè)計(jì)了直流母線電壓、無功電流電流斜坡限制器，對斜坡限制器的效果進(jìn)行仿真驗(yàn)證，選取相同的工作點(diǎn)（180 A，1 125 V），對比電壓和電流參考值以階躍形式給定和斜坡形式給定的仿真效果。電壓和電流均不加斜坡限制（以階躍形式給定參考值）時(shí)網(wǎng)側(cè)電流和直流母線電壓仿真結(jié)果如圖8（a）所示，可以看出，進(jìn)入HVRT時(shí)網(wǎng)側(cè)電流和直流母線電壓均存在1個(gè)較大的沖擊，該沖擊有可能超過變流器的安全運(yùn)行范圍，造成變流器故障停機(jī)。同時(shí)在HVRT期間網(wǎng)側(cè)電流和直流母線電壓波動較大，影響變流器的正常運(yùn)行，并造成電網(wǎng)電壓波動。電壓和電流加入斜坡限制時(shí)網(wǎng)側(cè)電流和直流母線電壓仿真結(jié)果如圖8（b）所示，可以看出，HVRT 進(jìn)入瞬間和HVRT 期間網(wǎng)側(cè)電流和直流母線電壓均較穩(wěn)定。

對比圖8（a）和圖8（b）仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，加入斜坡限制時(shí)電流、電壓沖擊及穩(wěn)態(tài)波動都能夠得到很好的抑制，由于直流母線電壓和網(wǎng)側(cè)電流均與電網(wǎng)電壓相關(guān)，當(dāng)電壓和電流給定過快時(shí)容易導(dǎo)致發(fā)生過壓或過流及穩(wěn)態(tài)波動。

圖8 工作點(diǎn)移動路徑的斜坡限制器仿真效果驗(yàn)證Fig.8 Verification of simulation effects of slope limiter for moving route of operating point

下面驗(yàn)證PI 補(bǔ)償模塊對系統(tǒng)HVRT 穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)誤差的補(bǔ)償作用。仿真中，三相電網(wǎng)電壓于t=1.0 s 時(shí)平衡驟升至1.2 倍，采用本文所提出的網(wǎng)側(cè)HVRT 控制策略，且加入?yún)?shù)補(bǔ)償模塊，HVRT 工作點(diǎn)仍為（180 A，1 125 V）。由圖9 可以看出，t=1.00～1.04 s時(shí)，控制系統(tǒng)的輸出與工作點(diǎn)計(jì)算值之間存在誤差，這主要是由電感誤差和靜態(tài)補(bǔ)償量B引起。經(jīng)過PI 參數(shù)補(bǔ)償模塊的作用，誤差逐漸縮小，t=1.04 s之后，位于最佳工作點(diǎn)計(jì)算值附近。由此可見，參數(shù)補(bǔ)償模塊可以消除HVRT穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)的誤差。

圖9 電網(wǎng)電壓驟升至1.2 倍時(shí)控制系統(tǒng)的輸出波形Fig.9 Output waveforms of control system when grid voltage suddenly rises to 1.2 times its original value

5 結(jié)語

為提升雙饋風(fēng)電機(jī)組在HVRT 期間的響應(yīng)速度和穩(wěn)態(tài)控制效果，首先，本文采用LES 濾波器實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)電壓幅值快速精確檢測并給出其參數(shù)設(shè)計(jì)方案；其次，根據(jù)網(wǎng)側(cè)變流器數(shù)學(xué)模型確定雙饋風(fēng)電機(jī)組在不同電網(wǎng)電壓條件下的最佳工作點(diǎn)，使變流器網(wǎng)側(cè)無功電流和直流母線電壓按照最優(yōu)行進(jìn)路徑運(yùn)行至最優(yōu)工作點(diǎn)，并通過參數(shù)補(bǔ)償模塊消除由電感等參數(shù)不準(zhǔn)確引起的最佳工作點(diǎn)誤差；最后，仿真結(jié)果表明，所提的優(yōu)化控制策略能夠提高風(fēng)電機(jī)組在HVRT 期間的響應(yīng)速度及穩(wěn)態(tài)控制效果，具有響應(yīng)速度快、穩(wěn)態(tài)波動小、資源利用率高、狀態(tài)切換平滑等優(yōu)點(diǎn)。