郭江濤，陳爍，黃麗玲

（明陽智慧能源集團股份公司, 廣東 中山 528437）

0 引 言

半直驅(qū)永磁同步風電系統(tǒng)（Semi-Direct Drive Permanent Magnet Synchronous Generator， PMSG） 兼 具直驅(qū)風電系統(tǒng)可靠性和雙饋風電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)緊湊的優(yōu)勢，半直驅(qū)永磁同步風電系統(tǒng)與直驅(qū)風電系統(tǒng)和雙饋風電系統(tǒng)的主要區(qū)別在于發(fā)電機和齒輪箱，半直驅(qū)永磁同步系統(tǒng)發(fā)電機采用中速永磁同步發(fā)電機，與直驅(qū)風電系統(tǒng)相比，在體積和重量上小了很多。半直驅(qū)永磁同步風電系統(tǒng)采用中速齒輪箱，與雙饋風電系統(tǒng)的高速齒輪箱相比，降低了故障率及設(shè)計成本，提高了發(fā)電效率，同時保留了永磁同步發(fā)電機系統(tǒng)優(yōu)良的FFRT能力，是風力發(fā)電的主流方向之一[1-3]。

半直驅(qū)風電系統(tǒng)通過全功率變換器與電網(wǎng)解耦，具有優(yōu)越的FFRT能力。目前增強FFRT功能的方法主要集中以下兩方面：（1）從改變機側(cè)控制策略的角度出發(fā)，在電網(wǎng)故障時通過限制風機槳距角，控制輸入至電網(wǎng)的功率實現(xiàn)了風電系統(tǒng)的低電壓穿越。這種方法增加了機側(cè)控制策略的難度，且存在響應(yīng)及時性的問題[4-6]；（2）采用卸荷電路或儲能系統(tǒng)[7-9]在故障期間穩(wěn)定直流側(cè)電壓，但在故障期間未向電網(wǎng)注入無功電流，不滿足國標要求。為提高風電系統(tǒng)FFRT能力，文獻[10]采用卸荷電路與改進網(wǎng)側(cè)控制策略相結(jié)合的方式實現(xiàn)了風電系統(tǒng)的低電壓穿越，但并未對高電壓穿越能力進行驗證。文獻[11-12]提出了基于動態(tài)無功電流控制的高電壓穿越控制策略，實現(xiàn)了風電系統(tǒng)高穿期間穩(wěn)定控制。文獻[13-14]采用變阻值卸荷電阻可在低電壓穿越期間卸放更多能量，實現(xiàn)低電壓穿越期間的穩(wěn)定控制。

本文采用無功優(yōu)先的改進網(wǎng)側(cè)控制策略結(jié)合卸荷電路，可提升半直驅(qū)風電系統(tǒng)的FFRT能力。系統(tǒng)整體拓撲結(jié)構(gòu)如圖1所示。卸荷電路主要在電網(wǎng)電壓故障期間維持直流側(cè)電容功率穩(wěn)定，網(wǎng)側(cè)變換器在穩(wěn)態(tài)時維持直流側(cè)電壓穩(wěn)定，在故障期間優(yōu)先向電網(wǎng)注入無功電流。仿真與實測結(jié)果表明，采用的控制策略可在多種電網(wǎng)電壓故障時，優(yōu)先向電網(wǎng)注入無功電流支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)。

圖1 半直驅(qū)風電系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 Topological structure of semi-direct drive wind power system

1 半直驅(qū)風電系統(tǒng)控制策略

1.1 機側(cè)變換器數(shù)學(xué)模型及控制策略

機側(cè)變換器的控制本質(zhì)上是對發(fā)電機組的控制[15-16]，實現(xiàn)對風電機組的功率控制。本文的機側(cè)變換器采用轉(zhuǎn)速外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)的雙閉環(huán)控制策略[17]，轉(zhuǎn)速外環(huán)的給定值是控制目標實現(xiàn)的關(guān)鍵。其中轉(zhuǎn)速外環(huán)的轉(zhuǎn)速給定由主控給出。PMSG在dq旋轉(zhuǎn)坐標系下的電壓方程為：

式中：

Ld、Lq?定子電感d、q軸分量（H）；

ψf?轉(zhuǎn)子磁鏈（Wb）；

usd、usq? 定子電壓d、q軸分量（V）；

isd、isq?定子電流d、q軸分量（A）；

ωs?同步角速度（rad/s）；

Rs?電網(wǎng)內(nèi)阻（Ω）。

1.2 網(wǎng)側(cè)變換器數(shù)學(xué)模型及控制策略

網(wǎng)側(cè)變換器的主要目標為在理想電網(wǎng)條件下維持直流側(cè)電壓穩(wěn)定[18]，同時在電網(wǎng)電壓暫態(tài)故障時優(yōu)先向電網(wǎng)注入無功電流輔助電網(wǎng)電壓恢復(fù)。網(wǎng)側(cè)變換器控制多采用直流電壓外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)的雙閉環(huán)控制方式。為實現(xiàn)功率解耦控制，將電網(wǎng)電壓矢量定向于d軸，則d軸電流控制有功功率，q軸電流控制無功功率，得出網(wǎng)側(cè)變換器在dq旋轉(zhuǎn)坐標系下的電壓方程為：

式中：

Rg?線路電阻（Ω）；

Lg?濾波器電感（H）；

ωg?電網(wǎng)同步旋轉(zhuǎn)角速度 (rad/s)；

ugd、ugq?網(wǎng)側(cè)變換器電壓的d、q軸分量（V）；

igd、igq?網(wǎng)側(cè)變換器電流的d、q軸分量（A）；

vgd、vgq?電網(wǎng)電壓的d、q軸分量（V）。

根據(jù)我國最新《風力發(fā)電機組 故障電壓穿越能力測試規(guī)程》（GB/T 36995—2018）要求：在電網(wǎng)電壓故障期間，風電系統(tǒng)按要求需向電網(wǎng)優(yōu)先注入一定的無功電流支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)[19]。常規(guī)網(wǎng)側(cè)雙閉環(huán)控制無法滿足國標要求，對網(wǎng)側(cè)變換器控制策略進行優(yōu)化，其優(yōu)化后的控制策略如圖2所示。其中，優(yōu)化后在故障期間無功電流給定分為三個通道：上通道為高電壓穿越運行模式，下通道為低電壓穿越運行模式，中間通道為單位功率因數(shù)運行模式，在該模式下，其無功電流給定iq=0。

圖2 網(wǎng)側(cè)變換器控制策略Fig.2 Control strategy of grid-side converter

其無功電流給定由下式給出：

式中：

ig_HVRT?高電壓穿越期間無功電流給定（A）；

ig_LVRT?低電壓穿越期間無功電流給定（A）；

UT?并網(wǎng)點電壓標幺值（pu）；

In?風電系統(tǒng)額定電流（A）。

2 卸荷電路及電阻選擇

低電壓穿越運行過程中，由于并網(wǎng)點電壓（Point of Common Connection，PCC）跌落，由直流側(cè)傳輸至電網(wǎng)的功率減小，考慮全功率變換器機網(wǎng)側(cè)解耦特性，機側(cè)功率在故障期間正常工作，勢必造成機網(wǎng)側(cè)功率不平衡，多余功率囤積在直流側(cè)電容造成直流側(cè)電壓驟升；高電壓穿越運行過程中，由于并網(wǎng)點電壓升高，電網(wǎng)能量會通過反并聯(lián)二極管倒灌至直流側(cè)一部分導(dǎo)致直流側(cè)電壓驟升；為維持故障穿越期間直流側(cè)電壓的穩(wěn)定，在故障穿越期間投入卸荷電路，消耗直流側(cè)多余的能量，抑制直流側(cè)過電壓，進而實現(xiàn)風電系統(tǒng)FFRT運行。

卸荷電阻阻值大小取決于需要消耗的最大功率及直流側(cè)允許的最高電壓。當不考慮回路中的非線性元件時，其卸荷電阻取值為：

式中：

Udc_max? 直流側(cè)電壓最大值（V）；

?P?需要消耗的最大功率（W）；

C?直流電容容值（F）。

根據(jù)系統(tǒng)參數(shù)及故障電壓穿越過程中有功功率變化量，綜合可得卸荷電阻阻值R=0.5 Ω。

3 仿真及測試結(jié)果分析

為驗證改進網(wǎng)側(cè)控制策略提升半直驅(qū)風電系統(tǒng)FFRT能力，建立半直驅(qū)風電系統(tǒng)仿真模型；并在某項目現(xiàn)場進行實測，其風電系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。

表1 半直驅(qū)風電系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 Parameters of semi-direct drive wind power system

3.1 并網(wǎng)點電壓對稱升高 30% 工況

為驗證半直驅(qū)風電系統(tǒng)的高電壓穿越能力，仿真設(shè)計風速條件為風電機組的額定風速11 m/s保持不變。其空載、實測及仿真數(shù)據(jù)如圖3和圖4所示。其中實測數(shù)據(jù)為藍色曲線，仿真數(shù)據(jù)為紅色曲線（其它工況相同）。

圖3 3相130%空載電壓Fig.3 3-phase 130% no-load voltage

圖4 對稱高電壓穿越運行實測及仿真波形Fig.4 Measured and simulated waveforms of symmetric high voltage ride through

根據(jù)新測試規(guī)程要求，將測試參數(shù)導(dǎo)入仿真模型中，其空載電壓如圖3所示，在空載期間其空載抬升電壓約為1.281 pu，在標準要求±3%內(nèi)。

電網(wǎng)電壓對稱驟升至130%工況時，風電機組應(yīng)優(yōu)先向電網(wǎng)注入感性無功電流支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)。為與實測數(shù)進行對比分析，模擬在2.0～2.5 s時并網(wǎng)點電壓UPCC對稱升高至130%的工況，其測試及仿真對比結(jié)果如圖4所示。在電壓驟升工況下，從波形可以看出實測和仿真分別向風電機組優(yōu)先發(fā)出0.430 pu及0.460 pu左右的感性無功電流，高于其理論值 0.300 pu，且其響應(yīng)時間約為 20 ms，可以更快響應(yīng)電壓變化，有利于UPCC恢復(fù)；此時由于無功電流的作用，電壓由理論值 1.280 pu降為 1.130 pu左右。無功電流響應(yīng)時間約為20 ms，不超標準要求的40 ms，無功電流控制良好。根據(jù)其有功功率波形可以看出，實測時由于風速實時變化，其功率呈現(xiàn)不規(guī)則波動，仿真波形由于風速固定則相對平滑，均在高穿開始及結(jié)束時刻有較大暫態(tài)波動。在整個高電壓穿越運行期間，網(wǎng)側(cè)變換器優(yōu)先向電網(wǎng)注入無功電流支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)，實現(xiàn)了半直驅(qū)風電系統(tǒng)的高電壓穿越運行。

3.2 并網(wǎng)點電壓不對稱升高 30% 工況

為驗證半直驅(qū)風電系統(tǒng)不對稱高電壓穿越能力，在3.1的基礎(chǔ)上，設(shè)計AC兩相對稱升高，其空載波形如圖5所示。

圖5 2相130%空載電壓Fig.5 2-phase 130% no-load voltage

根據(jù)圖6可看出，在不對稱高電壓穿越期間，風電機組在實測和仿真中分別通過網(wǎng)側(cè)變換器優(yōu)先向電網(wǎng)注入約0.361 pu和0.369 pu的無功電流支撐電網(wǎng)電壓由1.140 pu降低至約1.014 pu，無功電流響應(yīng)時間約20 ms，比標準要求快一倍左右，無功電流作用效果明顯。根據(jù)PPCC波形可以看出，在高穿故障結(jié)束后約3 s，其功率由于風速減小呈現(xiàn)跌落趨勢，風速恢復(fù)后，又隨之增大；在高穿開始和結(jié)束時刻，有功功率有約為0.080 pu的暫態(tài)波動。整個不對稱高電壓船業(yè)運行期間，網(wǎng)側(cè)變換器優(yōu)先向電網(wǎng)注入無功電流支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)，實現(xiàn)了風電系統(tǒng)的柔性不對稱高電壓穿越運行。

圖6 不對稱高電壓穿越運行實測及仿真波形Fig.6 Measured and simulated waveforms of asymmetric low voltage ride through

3.3 并網(wǎng)點電壓對稱跌落至 20% 工況

為驗證半直驅(qū)風電系統(tǒng)對稱低電壓穿越能力，仿真風速保持不變，其空載電壓波形如圖7所示。在故障期間，其故障電壓跌落至0.220 pu，標準要求電壓跌落檔位偏差為（0.200±0.050） pu，在標準要求內(nèi)。

圖7 3相20%空載電壓Fig.7 3-phase 20% no-load voltage

電網(wǎng)電壓對稱跌落80%工況時，應(yīng)優(yōu)先向電網(wǎng)注入容性無功功率支撐電壓恢復(fù)。為對比實測和仿真結(jié)果，仿真設(shè)計在2.000~2.625 s時發(fā)生三相對稱20%跌落工況，其測試和仿真結(jié)果分析對比如圖8所示。從實測和仿真波形圖可以看出，在整個低電壓穿越期間風電系統(tǒng)向并網(wǎng)點注入約0.955 pu和0.944 pu 左右的無功電流，其響應(yīng)時間約為 46 ms，響應(yīng)速度遠快于標準要求的75 ms，符合標準要求。在無功電流支撐下，UPCC從其空載的0.220 pu抬升至 0.355 pu。

圖8 對稱低電壓穿越運行實測及仿真波形Fig.8 Measured and simulated waveforms of symmetric low voltage ride through

無功電流作用效果明顯。整個故障期間，向電網(wǎng)注入約0.050 pu的有功功率，其余 0.950 pu的能量均通過卸荷電阻以熱能的形式釋放，在故障結(jié)束時刻出現(xiàn)較大暫態(tài)波動。故障結(jié)束后有功功率恢復(fù)期間，其恢復(fù)速率在實測工況下維持約72.5%Pn/s的速率恢復(fù)，仿真期間維持約81.5%Pn/s的速率恢復(fù)，遠快于標準要求的10%Pn/s，風電系統(tǒng)控制性能良好。仿真和實測無功功率基本維持在0.340 pu左右，僅實測波形在故障結(jié)束時刻有0.200 pu左右的暫態(tài)波動。在整個對稱低電壓穿越期間，網(wǎng)側(cè)變換器優(yōu)先向電網(wǎng)注入無功電流支撐并網(wǎng)點電壓，實現(xiàn)了半直驅(qū)風電系統(tǒng)對稱低電壓穿越。

3.4 并網(wǎng)點電壓不對稱跌落 20% 工況

為驗證半直驅(qū)風電系統(tǒng)在不對稱電壓故障下的運行能力，設(shè)計并網(wǎng)點發(fā)生AC兩相短路故障，其故障空載電壓如圖9所示，可看出在故障期間，線電壓跌落最深相跌落至0.164 pu，符合標準。

圖9 2相20%空載電壓Fig.9 2-Phase 20% no-load voltage

實測和仿真數(shù)據(jù)的正序分量波形如圖10所示。由于不對稱期間，標準對無功電流不做要求，為簡化控制，在不對稱期間網(wǎng)側(cè)變換器不發(fā)無功電流支撐電網(wǎng)電壓，從圖10中的Iq波形可以看出。在故障期間，由于卸荷電路的作用，并網(wǎng)點有功功率PPCC比故障前時刻略低，在故障結(jié)束后的恢復(fù)階段，實測和仿真分別以85%Pn/s和91%Pn/s的速率恢復(fù)至當前風速對應(yīng)功率。在故障期間，其正序電壓在故障結(jié)束時刻有微小的暫態(tài)波動；其中無功電流Iq和無功功率QPCC在故障開始和結(jié)束時刻有不到0.100 pu幅度的暫態(tài)波動，整個實測和仿真期間，網(wǎng)側(cè)變換器控制良好，風機穩(wěn)定運行，實現(xiàn)了半直驅(qū)風電系統(tǒng)的不對稱低電壓穿越運行。

圖10 不對稱低電壓穿越運行實測及仿真波形Fig.10 Measured and simulated waveforms of asymmetric low voltage ride through

4 結(jié)論

本文采用改進網(wǎng)側(cè)變換器控制策略結(jié)合卸荷電路的方式可在并網(wǎng)點電壓對稱跌落/升高、不對稱升高故障期間優(yōu)先向電網(wǎng)注入無功電流，并結(jié)合卸荷電路故障期間卸放累積在直流側(cè)電容的能量，有效提升了半直驅(qū)風電系統(tǒng)的故障穿越能力，通過現(xiàn)場測試及仿真研究得出以下結(jié)論：

1）半直驅(qū)風電系統(tǒng)通過無功優(yōu)先的改進網(wǎng)側(cè)控制策略能在并網(wǎng)點對稱故障及不對稱升高故障工況下優(yōu)先且以2倍標準要求速度向電網(wǎng)注入無功電流，輔助電網(wǎng)電壓恢復(fù)，保證系統(tǒng)故障期間不脫網(wǎng)運行。

2）在不對稱低電壓故障工況下，風電系統(tǒng)不注入無功電流，簡化系統(tǒng)控制策略，提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。

3）現(xiàn)場測試結(jié)果表明被測風電機組在無功電流及其響應(yīng)時間、有功功率恢復(fù)速度方面均滿足最新的故障電壓穿越規(guī)程。