不对称故障穿越控制

不对称故障穿越控制（精选4篇）

不对称故障穿越控制 篇1

0 引言

目前大型变速恒频风力发电系统中双馈电机占了很大比重,随着双馈感应风力发电机组单机容量和装机容量的不断增大,发电机与电网的相互影响变得越来越重要[1]。然而风电场大都处于偏远地区,与电力主干网连接较弱,电网电压容易发生波动、不平衡。当电网处于这种不平衡状态时,为实现自我保护,风电机组常采取立即切断与电网的连接的方式。随着风电总装机容量在电网中所占比重的上升,电力系统对风电机组的运行要求也越来越严格。电网运行规程要求风电机组在电网故障时不得与系统解列,须承受暂态最大5%、稳态最大2%的电网不对称电压[2,3]。

通常变换器的控制方法都是假设三相电网平衡,但是当实际电网不平衡时,按电网电压对称来控制的设计的变换器的直流电压会产生偶数次谐波,交流电流会产生奇数次谐波,这会影响系统的控制性能。风电系统容量较大会对与风电场相连的电力系统的稳定性产生非常大的影响。因此,风电机组的不对称故障穿越成为风电行业中一项非常重要的研究课题[4]。文献[5]通过引入二倍电网频率陷波器和改进定开关频率直接功率控制(CSF-DPC)参数不匹配带来的误差,使CSF-DPC可适用于不对称性故障穿越运行控制;文献[6]给出了负序控制系统4类不同控制目标时转子负序电流指令值,得到适应于电网电压不平衡的DFIG在正、负序坐标下的励磁矢量控制策略,但没有给出每一种控制目标的具体控制方法;文献[7]提出了基于αβ—PCC策略在两相静止坐标系下消除直流侧纹波的控制方案,并采用基于预测电流的跟踪控制,实现了电流的无差跟踪,但是仅有网侧变换器的控制方法;文献[8]给出了转子侧和网侧的协调控制策略,但是没有任何正、负序检测分离装置,控制精度受到很大影响。

针对以上问题,本文在分析电网电压不平衡对DFIG的影响的基础上,针对电网电压不对称时负序电流对定子侧有功功率、无功功率、电磁转矩的影响,提出电流正序分量跟踪控制策略,并在转子侧和网侧变换器的控制中对电网电压的正、负序分量分别处理,以提高DFIG的不对称故障穿越能力。应用PSCAD/EMTDC建立DFIG仿真模型,在电网不对称故障情况下对DFIG的性能进行仿真研究,验证所提策略的正确性和有效性。

1 不对称电压产生的影响及原因

造成电网不对称主要有以下几个方面的原因[8]:

(1)三相电网配电时,三相负载不平衡;

(2)大容量单相负载的使用;

(3)不对称故障造成系统三相不对称;

(4)非全换位输电线或紧凑型输电线造成系统不对称;

(5)非全相运行造成系统三相不对称。

故障引起的电网电压跌落有对称的,更多的却是不对称的,即使是对称故障,大多也是由不对称故障发展而来。因此由不对称故障引起的电网电压不对称成为研究的热点。

图1中Zf表示故障点到母线1的阻抗,Zs表示系统阻抗。故障发生时,母线1上的电压为:

式中,Uf表示故障时母线1上的残余电压。一般情况下Zf远小于负荷阻抗,因此短路故障都伴随着电压跌落。

当电网电压不对称时,电网电压的负序分量加在并网运行的DFIG定子侧,会产生负序励磁电流,导致定、转子电流的不对称。负序的定、转子电流在正序d、q轴产生两倍频的谐波。同时,由于定、转子电流负序分量的存在,DFIG的有功功率、无功功率、电磁转矩以及转速不再是常数,存在两倍于基频的周期性脉动。不对称电流、功率、转矩的脉动将导致如下后果[9]:(1)负序的定、转子电流将加重定、转子绕组的发热,同时使定、转子三相绕组发热不对称,而定、转子电流不对称度严重时还会引起过流;(2)脉动的有功功率和无功功率会使系统的稳定性受到很大的影响;(3)电磁转矩的周期性脉动严重时会损坏风电系统的机械部件(如转轴、齿轮箱、叶片等)。

当电网电压不对称时,变换器性能也发生变化。变换器的交流侧存在负序电流,使得三相电流不平衡;直流侧电压存在偶数次纹波,通过PWM调制导致交流侧电流有奇数次谐波。

当发生程度严重的电网电压不对称故障时,为了风电系统的安全性,需要从电网中切除风电系统。当并网运行的风电系统容量较大时,风电系统从电网切除将对整个系统的运行稳定性产生非常大的影响。

2 DFIG在正、负序下的数学模型[5,6]

图2示出双馈感应发电机定子A B C坐标系、转子abc坐标系、正序和负序dq坐标系的关系。abc坐标系以ωr电角速度逆时针旋转,正序dq坐标系以1ω转速逆时针旋转,负序dq坐标系以1ω转速顺时针旋转。

运用坐标变换对三相定、转子坐标系下DFIG的电压方程和磁链方程进行变换,得到DFIG在正、负序坐标系下的正、负序电压方程和磁链方程。

正序电压方程为:

正序磁链方程为:

其中:u、ψ、i分别表示电压、磁链、电流;下标d、q表示在d、q轴上的分量;下标s、r表示定、转子侧的分量;上标P、N分别表示正、负序分量;sR、rR表示等效之后的定、转子电阻;sL、rL为定、转子自感;0L为定、转子之间等效的互感;ω2为转差角速度,ω2=ω1-ωr;p为微分算子。

负序电压方程为:

负序磁链方程为:

3 电网电压不平衡时DFIG的功率分析

基于定子正、负序磁链定向情况下,假设:

(1)将ΨsP定义在dP轴上,并忽略其暂态过程,将ΨsN定义在dN轴上,并忽略其暂态过程;

(2)忽略定子电阻sR,则有:

转子正序电压与正序电流之间的关系为:

其中,σ=1-L02 Ls Lr,为漏抗因子。

转子负序电压与负序电流之间的关系为:

定子输出有功功率sP和无功功率sQ为:

由式(14)和式(15)可以看出,定子侧输出的有功功率sP和无功功率sQ存在两倍频的脉动。

电磁转矩eT为:

由式(16)可以看出,电磁转矩eT同样含有两倍频脉动。

4 电网电压不对称时DFIG的控制策略

4.1 机侧变换器控制

由电网电压不对称时DFIG的功率分析可以看出,定子侧有功功率、无功功率以及发电机电磁转矩的两倍频脉动都是由电网电压不对称引起的,通过控制转子电流负序分量可以抑制这些脉动物理量。因此,在DFIG正序数学模型中,不将脉动量作为控制目标,可得如图3的DFIG正序数学模型[10]。

图中,ku=UsN UsP,kid=UNdr UPdr,kiq=UNqrUqPr。

图4是电网电压不对称时,在正、负序坐标系下的基于定子正、负序磁链定向的DFIG转子侧励磁矢量控制策略图。ISCM(Instantaneous Symmetrical Components Method)是瞬时对称分量法[11],采用瞬时对称分量法分别得到转子电压和电流,电网电压的正序、负序分量,通过锁相环PLL对电网电压进行锁相,得到电网电压正、负序分量的相位。再通过坐标变换矩阵将电网电压和转子电流分别变换到正序坐标系和负序坐标系中,正序分量iqPr、idPr作为正序控制系统的反馈量输入。正序控制系统输出的转子正序控制电流iqPr和idPr变换到静止的转子两相坐标系中得到iαPr和iβPr;负序控制系统输出的转子负序控制电流iqNr和idNr变换到静止的转子两相坐标系中得到iαNr和iNβr。将正序控制电流iPαr和iPβr以及负序控制电流iαNr和iNβr进行叠加,得到两相坐标系中的转子控制电流,再经过两相静止坐标到三相静止坐标变换作为控制电流iar、ibr和icr。在功率变换器控制系统中,滞环比较方式[12]同时兼有两种职能,一是作为闭环电流调节器,二是起着PWM调制器的作用。因此本文转子侧变换器采用电流滞环比较方式,以转子电流的正序分量iaPr、ibPr和icPr作为三相电流指令信号,与控制电流iar、ibr和icr比较,驱动转子变换器。

4.2 网侧整流器控制

网侧逆变器把机侧整流器输出直流电逆变成符合并网条件的交流电,并维持变流器直流电压的稳定。当电网不对称故障时,控制逆变器使输出电流保持三相对称。

图5是网侧逆变器控制框图。图5中,采用瞬时对称分量法ISCM得到电网电压的正序、负序分量,并在电流内环中分别处理。负序参考电压矢量为电网负序电压,正、负序参考电压在αβ两相静止坐标系中叠加,其合成电压作为空间电压矢量PWM的参考矢量。这样,逆变器交流侧电压负序分量等于电网负序电压,注入电网的电流中不含负序分量,保持三相对称。

5 仿真分析

本文在PSCAD/EMTDC中建立了一台DFIG风力发电机系统仿真模型,对电网不对称短路故障时发电机系统进行了仿真。参数设置如下:

双馈发电机(DFIG)参数:额定功率为500k VA,定子额定电压为13.8 k V,额定频率为50 Hz,额定转速为380 rad/s,定子电阻为0.005 4 p.u,定子漏感为0.102 p.u,转子电阻为0.006 07 p.u,转子漏感为0.11 p.u。

风速为额定风速、风力发电机组以单位功率因数运行时,电网高压侧发生两相短路故障时,分别对常规控制策略下和本文提出的不对称控制策略下进行仿真比较。故障发生在3 s,故障持续的时间均为0.25 s。

图6是常规对称控制策略下DFIG的仿真结果。系统发生断路故障使得电压跌落,电压跌落时电磁转矩也减小,因为电压减小,磁链减小,因而电磁转矩减小,而风力机在额定风速下输入的机械转矩不变,所以发电机的转速会增大,因为发电机定转子的耦合作用,转子电流也变大。由于系统采用的是无功功率控制,所以定子侧的无功功率基本保持不变,而有功功率则降低,故障后定子磁链减小,造成定子无功功率偏离原来的运行点。直流电压是升高的,但是由于直流母线之间装设了电容,而电容是个惯性环节,使得直流侧响应非常慢,所以直流母线电压的变化也就非常小。可以看出在电网电压出现不对称跌落时,直流电压、定子侧有功功率、定子侧无功功率和发电机电磁转矩呈现出二倍频的纹波,这是由于电网电压包含负序分量所致,与前面的分析结果一致。

图7是本文提出的不对称控制策略下DFIG的仿真结果。可以看出在同样的故障下,相比于图6,系统直流电压、定子侧有功功率、定子侧无功功率和发电机电磁转矩均没有出现二倍频的纹波。证明了该控制方法的正确性和快速性。

6 结论

通过对所提出的控制方法理论分析、仿真研究可知:

(1)在电网不对称故障时,这种控制策略可以有效、快速地消除负序电流产生的定子侧有功功率、无功功率、电磁转矩和直流侧电压的二倍频谐波,实现不对称故障穿越。

(2)转子侧变流器电流跟踪控制与传统采用电压补偿法的转子电流闭环控制相比,本文采用的滞环控制的电流指令无需再进行电压补偿环,省略了转子电流指令再解耦和电压补偿的环节,使得控制环大为简化,而且电流跟踪误差范围固定易于控制。

(3)网侧逆变器控制内环采用电流前馈控制,并控制负序电流为零,外环采用电压环以稳定直流电压。电网电压实时信号的直接引入使得对电网故障的动态反应更快,控制及时,控制方法简单易行。

参考文献

[1]Juan Manuel Carrasco,Jan T Bialasiewicz,Ramón C Portillo Guisado,et al.Power-electronic systems for the grid integration of renewable energy sources:a survey[J].IEEE Trans on Industrial Electronics,2006,53(4):1002-1016.

[2]Mullane A,Lightbody G,Yacamini R.Wind-turbine fault ride through enhancement[J].IEEE Transactions on Power Systems,2005,20(4):1929-1937.

[3]Appendix1:extracts from the grid code-connection conditions[G/OL].[2008-01-01].http://www.national grid.com.

[4]Johan Monen,Sjoerd W H,de Haan.Ride through of wind turbines with doubly-fed induction generation system[J].IEEE Transactions on Power Electronics,1995,10(4):435-441.

[5]郭晓明,贺益康,何奔腾,等.不对称电网电压下双馈风力发电机的直接功率控制[J].电力系统自动化,2008,32(13):86-91.GUO Xiao-ming,HE Yi-kang,HE Ben-teng,et al.Direct power control on the DFIG wind turbine under unbalanced grid voltage conditions[J].Automation of Electric Power Systems,2008,32(13):86-91.

[6]赵阳,邹旭东,丁稳房.不平衡电网电压下并网型双馈感应发电机励磁控制策略[J].武汉大学学报,2009,42(1):110-113.ZHAO Yang,ZOU Xu-dong,DING Wen-fang.Excitation control strategy of grid-connecting DFIG under unbalanced grid voltage[J].Journal of Wuhan University,2009,42(1):110-113.

[7]林资旭,赵斌,李亚西,等.变速恒频风电机组网侧变换器在电网电压不平衡时控制策略的研究[J].太阳能学报,2007,28(4):441-445.LIN Zi-xu,ZHAO Bin,LI Ya-xi,et al.Study on the control strategy of VSCF grid-side converter under unbalanced grid[J].Acta Energiae Solaris Sinica,2007,28(4):441-445.

[8]Lie Xu,Senior Member.Coordinated control of DFIG’s rotor and grid side converters during network unbalance[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2008,23(3).

[9]BLAABJ ERG F,TEODORESCU R,LISERRE M,et al.Overview of control and grid synchronization for dist rebutted power generation systems[J].IEEE Trans on Industrial Electronics,2006,53(5):1398-1409.

[10]胡家兵,孙丹,贺益康,等.电网电压骤降故障下双馈风力发电机建模与控制[J].电力系统自动化,2006,30(8):21-26.HU Jia-bing,SUN Dan,HE Yi-kang,et al.Modeling and control of DFIG wind generation system under grid voltage dip[J].Automation of Electric Power Systems,2006,30(8):21-26.

[11]袁旭峰,程时杰,文劲宇.改进瞬时对称分量法及其在正负序电量检测中的应用[J].中国电机工程学报,2008,28(1):52-58.YUAN Xu-feng,CHENG Shi-jie,WEN Jin-yu.An improved method of instantaneous symmetrical components and its detection for positive and negative sequence current[J].Proceedings of the CSEE,2008,28(1):52-58.

[12]张崇巍,张兴.PWM整流器及其控制[M].北京:机械工业出版社,2003.ZHANG Chong-wei,ZHANG Xing.PWM rectifier and control[M].Beijing:China Machine Press,2003.

不对称故障穿越控制 篇2

随着光伏发电在电力能源中所占比重增加, 其对电网的影响日趋显著。提高光伏系统性能, 特别是对电网故障响应能力, 成为光伏发电技术发展的迫切需要。为了适应新的电网导则对光伏发电系统低电压穿越 (LVRT) 能力的要求, 国内外学者已经开始关注光伏发电系统的LVRT控制[1]。

在光伏并网发电系统控制策略研究过程中, 一般假设三相电网电压是对称的, 但这一假设条件并不总成立[2]。在电网电压不对称情况下, 以三相电网电压对称为约束条件设计的光伏并网发电系统就会呈现不正常运行状态。一方面将在网侧产生大量谐波, 污染电网, 降低电能质量[2,3];另一方面光伏阵列发出功率与并网功率不平衡, 导致逆变器直流侧电压上升, 输出电流增大, 可能导致逆变器过流保护而停机脱网。

本文针对电网电压不对称的情况, 分析了逆变器的运行特性。在此基础上引入结构完全对称的正、负序双电流内环控制, 以实现对正、负序电流的独立控制[4]。本文采用了抑制交流侧负序电流的平衡电流算法, 并对该算法进行仿真验证。

2 光伏逆变器的基本结构

光伏并网发电系统拓扑结构如图1所示, 采用单级式拓扑, 逆变器采用三相桥式无中线电压型PWM逆变器。

3 传统的双闭环控制策略

两相同步旋转坐标系下基于PI调节器的电压电流双闭环控制方式目前应用最为广泛, 控制结构如图2所示。电压外环输出作为内环有功电流指令值, 电流内环控制并网电流[4,5]。

传统的双闭环控制方式在电网电压不对称故障下, 由于负序电网电动势和负序交流电流的存在, 逆变器输出功率会发生2倍工频的正弦波动, 直流侧电压含有2倍工频纹波, 输出电流波形发生畸变[1,4]。故必须提出新的控制方案。

4 不对称电压下的控制策略

4.1 不对称电压下瞬时复功率计算

电网电压不对称故障下逆变器输出的瞬时有功功率P和无功功率Q表达式为[3,4,5,6]

式中:P0, Q0分别为有功、无功功率平均值;Pc2, Ps2和Qc2, Qs2分别为2次有功和无功余弦、正弦项谐波峰值;edp, eqp, edN, eqN和idp, iqp, idN, iqN分别为电网电动势矢量和电流矢量在正负序坐标系d, q轴上的投影。

平均有功功率指令P0*由电压外环计算给出:

式中:kvp, kvi为电压外环的PI参数。

本文采用在正负序同步旋转坐标系中, 电网正、负序电压分别定向的矢量控制策略[2,4]。

4.2 抑制交流侧负序电流的LVRT控制策略

电网电压不对称故障时, 网侧电流的限幅作用使得并网总功率下降, 功率不平衡导致直流侧电压升高[7]。根据光伏池板PV与IV特性曲线分析, 光伏池板输出功率减少同时向最大功率点右侧移动。当前控制目标为电网故障前后并网电流实现平稳过渡, 有效抑制电流上升;同时要求电流负序分量得到有效抑制, 并网电流具有高平衡度。

为抑制交流侧负序电流, 令idN*=0, iqN*=0;为保证单位功率因数, 令Q0=0。得正序电流指令

求得idP*, iqP*, idN*, iqN*后, 电流内环采用传统PI调节器和前馈解耦控制策略, 则正、负序调制电压控制方程如下:

式中:kp, ki分别为电流内环PI调节器参数。

根据以上各式得到电压不对称故障时抑制网侧负序电流的双电流内环控制框图, 如图3所示。

由图3可知LVRT控制策略可概括为:逆变器采用外环控制中间直流电压, 内环采用正负序双电流环控制的闭环控制策略。直流电压外环PI调节器输出作为平均有功功率参考值。并网电流的正负序分量分别经过正反向同步旋转坐标系旋转, 转化为直流量, 经过PI调节器, 对正负序参考电流分别进行跟踪[8]。引入电网电压前馈控制环节。考虑逆变器电流安全限值, 根据电压跌落深度U计算出合适的有功电流系数K, 确保逆变器不因过流保护而停机脱网, 实现低电压穿越运行。

5 仿真分析

在Matlab/Simulink中建立了图4所示容量为220 k W的光伏并网发电系统仿真模型。

PV模拟电源参数如下:开路电压735.6 V, 短路电流461.44 A, 最大功率点电压为578.4 V, 最大功率点电流为381.21 A。逆变器主要参数如表1所示。直流电压给定采用恒压法, 调制方法为SVPWM。

本文只对单相接地故障进行仿真分析。仿真条件为0.6~0.7 s时发生A相电压跌落, 跌落到0.2 (标幺值) 。发生故障前系统运行于额定功率下, 最大电流限幅为1.2 (标幺值) 。在故障发生时, 对采用传统的双闭环控制方法与本文采用的LVRT控制方法时逆变器运行情况进行分析, 仿真波形如图5、图6所示。

通过上面的仿真波形可以看出:电网电压发生单相跌落80%故障时, 若采用传统的双闭环稳态控制方法, 逆变器输出电流瞬间增大, 且跌落相电流幅值超过最大电流限幅1.2 (标幺值) , 导致逆变器过流保护、停机脱网;并网电流含有负序分量引发电流不平衡, 交流侧电流畸变较大, 3次谐波明显, 污染电网;不对称电压和电流中的负序分量导致逆变器输出瞬时有功功率P、无功功率Q中含有2倍工频的波动分量, 功率波动会在直流侧母线电压上产生2倍工频振荡, 有功电流呈2倍工频振荡。

采用抑制网侧负序电流的LVRT控制方法时, 成功抑制并入电网的有功电流2倍工频振荡, 逆变器输出电流正旋度较好且平衡, 实现了平稳过渡;有效抑制电流上升, 保证逆变器继续并网运行。

2种控制方法中网侧电流的限幅作用导致并网功率P的直流分量减小, 功率不平衡导致直流侧电容电压升高。采用抑制负序电流的LVRT控制方法时直流母线电压和无功功率的波动较小, 并网电流3次谐波被成功抑制且THD值明显减小。

6 结论

本文对光伏并网逆变器在电网电压发生不对称故障时的运行状况进行分析研究, 采用了一种根据瞬时有功功率和无功功率给定计算正负序参考电流、以抑制交流侧负序电流为目标的低电压穿越控制策略。仿真结果表明, 本文采用的控制方案无需增加额外硬件保护装置, 只需改变光伏并网逆变器的控制策略, 即可实现电网电压不对称故障下光伏并网逆变器的低电压穿越运行。

参考文献

[1]赵紫龙, 吴维宁, 王伟.电网不对称故障下直驱风电机组低电压穿越技术[J].电力系统自动化, 2009, 33 (21) :87-91.

[2]姚骏, 廖勇, 庄凯.电网故障时永磁直驱风电机组的低电压穿越控制策略[J].电力系统自动化, 2009, 33 (12) :91-96.

[3]徐金榜, 何顶新, 赵金, 等.电压不平衡情况下PWM整流器功率分析方法[J].中国电机工程学报, 2006, 26 (16) :80-85.

[4]叶盛, 黄守道, 黄科元, 等.不对称电压下PWM整流器的控制策略[J].电网技术, 2010, 34 (10) :94-98.

[5]Yu Wang, Yanbo CHE, Cheng K W E.Research on Control Strategy for Three phase Voltage Source Rectifier[C]//20093rd International Conference on Power Electronics Systems and Applications.Hong Kong, China, 2009:1-5.

[6]蔚兰.分布式并网发电系统低电压穿越问题的若干关键技术研究[D].上海:上海大学, 2011.

[7]李珊瑚.直驱风力发电机组故障穿越控制策略研究[D].重庆:重庆大学, 2011.

不对称故障穿越控制 篇3

风电、光伏、潮汐等可再生能源，因具有无污染、可重复利用等优点，得到广泛的开发和应用，尤其是中西部地区，风光能量丰富，新能源的应用前景非常广泛，但新能源具有输出功率不平稳和电能质量差等缺点，这样将造成严重的电网电压波动，为了稳定电压，必须在新能源电站中投入合适容量的无功补偿装置，而高压链式静止同步补偿器(STATCOM)具有补偿性能优越、动态响应快、自动化程度高等优点，是新能源电站的主要无功补偿装置。新能源电站接入电网的相关接入标准[1,2]规定了接入电网设备的电压运行范围，包括低电压穿越能力，也即高压STATCOM必须在一定时间内产生足够的无功功率对电网电压进行支撑，以达到保护设备的作用[3]。

高压链式STATCOM具有两种接线方式，三角形和星形接线方式，新能源电站主要采用星形接线方式，但星形接线方式的STATCOM在三相电压不对称情况下，易出现换流链各链节的直流母线电压不均的问题。因此，直流母线的均压控制是高压链式STATCOM低电压穿越的技术难点。

目前对直流母线均压有多种方法，如换流链内均压就存在电流控制、电压控制等多种方法；换流链间的均压有解析法[4]、负序电流注入法[5]和零序电压注入法[6,7]等情况，但是这些方法都仅研究了三相电压对称时的情况，在三相电压不对称的条件下，该方法的适用性还没有得到深入研究，本文针对不平衡的情况进行了理论分析，以期解决高压链式STATCOM的低电压穿越问题，提高其在新能源电站中的电网适应性。

1 高压链式STATCOM的不对称分析

高压链式STATCOM是由换流链、电抗器等组合而成，其中星形接线的链式STATCOM具有三相换流链中性点[8]。不对称分析的基本方法为对称分量法，也即将不平衡分量转化为对称的正序、负序和零序分量进行叠加。

如图1所示，每相换流链共有n个链节，Ls为电抗器，o为三相换流链的中性点，O¢为电网的中性点，两者没有物理上的连接，但是理论上两个中性点应当是等电位，也即，链式STATCOM侧的逆变电压为vra、vrb、vrc。

1.1 跌落下电网电压的对称分量法分析

以两相跌落为例，假设原幅值为1,A、B两相跌落至k，则三相相量为U(5)A、U(5)B和U(5)C，如图2所示，是两相跌落到0.2 p.u.时的矢量分解图。

零序分量为：

同理，可推若为BC两相、CA两相跌落时，零序分量分别为即两相电压跌落时，零序分量的幅值为相位与非故障相的相位相同。

同理，正序分量为：

也即两相电压跌落时，正序分量幅值为相位不变。

负序分量为

也即两相电压跌落时，负序分量的幅值为，相位与非故障相的负序相位相同。

单相跌落的情况与两相跌落的分析方法类似，其结论为：

发生单相跌落时，系统零序电压幅值为相位与跌落相相位相同；

发生单相跌落时，系统正序电压幅值为相位与A相相同，即相位不变；

发生单相跌落时，系统负序电压幅值为相位与跌落相的负序相位相同。

1.2 链式STATCOM的对称分量法分析

令Vp、Vn、V0分别表示正序、负序、零序电压分量，根据对称分量法[9]，可得

式中：w为旋转角频率；为负序电压的初相角；为零序电压的初相角。

同理，定义换流链的三相电流为正序电流为Ip，负序电流为In，链式STATCOM是采用星形连接方式，不存在零序电流。则可以推出：

式中，分别为正序电流和负序电流的初相角。

1.3 链节电容直流电压功率平衡原理

根据文献[10,11]，链式STATCOM的稳态直流母线电压仅取决于有功功率(自身损耗功率)。考虑到实际装置设计时，电容选型已经充分考虑到了纹波率，因此，在本文的分析中，主要考虑稳态的直流电容平衡效果，也即有功功率的平衡。

考虑到有功功率在一个周期内是平衡的，则：

式中：P为有功功率；v为电压；i为电流。将式(3)和式(4)、式(5)联立，可得：

其中，为三相换流链的有功功率，并且

如要达到功率平衡的目的，实际上需要使得：

1.4 负序电流注入方法的原理

为了简化控制原理，假定在发生低电压穿越的瞬间，换流链的中性点电压不发生偏移，也即此时仍然维持那么：

Vo(28)0(9)

从式(7)～式(9)可知，如果必须保证直流母线电压平衡，必须有：

进一步推导可得：

由式(11a)可得：

由和差化积公式可得：

同理，由式(11b)可得：

式(12)和式(13)联立，可得：

则可以根据式(14)，只要注入负序电流和正序电流、正序电压、负序电压满足如下关系：

此时就可以使得在发生电网三相不平衡时，最终换流链电容直流电压达到有功功率平衡，从而起到平衡电压的目的。

2 负序电流注入的控制方案

2.1 正负序电流的自动检测方法

根据式(14)和式(15)虽然能够在原理上计算出需要注入的负序电流的幅值和相位，但是实时计算负序电压的初相角，以及正序、负序电流的初相角是非常困难的，这在工程上很少采用。

因此，针对控制的目的，是为了向链式STATCOM注入一定量的负序电流以平衡电容直流电压，因此只要通过合适的检测和闭环设计，就能够达到控制的目的。

结合文献[11]，采用双同步旋转坐标系的方法来将正、负序电流进行分离，其总体框图如图3所示，分别为检测得到的正序d轴和q轴、负序d轴和q轴电流分量，低通滤波器一般取35 Hz为宜，t是锁相得到了瞬时相位(相位与A相相角一致，0点对应电压过零点)，需注意负序检测时锁相角需要乘以-1，而低通滤波器之后需要乘以2或者-2。

图3中，3s/2s是clark变换，也即：

2s/2r是park变换，本文中用到的公式为：

式(18)对应：

使用该公式时需注意倍数和符号。

通过图3的控制方法即可得到预检测的正、负序电流的各轴分量。

2.2 链式STATCOM的负序电流指令生成

负序电压也是由直流电压通过逆变得到，根据对称分量法，令VCa、VCb、VCc分别为三相换流链电容直流电压之和，则可得：

将其按照式(16)、式(17)的坐标变换，令n(28)0可得：

式中，为负序电压对应的d轴和q轴分量，该计算实际上与真实的值相差了的角度，并且结合式(16)，可以采用PI调节器对角度进行修正，从而自动得到负序电流的d轴分量和q轴分量(这是因为电压和电流的幅值之间存在着线性关系)，也即需要注入负序电流分量，如图4所示，在本文中，都是以电流流出作为电流的正方向，以下不再重复说明。

该控制策略[12,13]的意义是通过三相换流链直流母线电压的实际值，计算出为了平衡换流链直流电容电压待注入的负序电流的大小，也即负序电流的d轴和q轴分量。

3 加速动态响应的控制逻辑

在第2节中通过稳态的推导，说明了负序电流控制方法能够在三相不对称情况下，实现最终的电容直流电压均衡。但是，还需要有合适的辅助策略，以应对暂态直流过电压以及暂态过电流[14,15,16]。

3.1 电压前馈解耦

实际上，在图5中[17]，已经包含了电压前馈解耦，也即与相关的若干项计算，这些电压前馈能够有效地跟踪电网电压变换，降低电压波动所带来的过电流问题，其中前馈系数的计算公式为：

实际上，系数即当前的调制比，是相电压的峰值与单相换流链各电容电压和的比例。

其中Us为电网相电压的有效值，也即三相换流链直流电压之和的平均值。

通过该策略，容易看出这是基于电网三相对称条件下，来抑制电网电压波动的一种策略，并不能完全抵消电压发生严重跌落时产生的过电流，也不能起到暂态平衡电网的作用，因此该策略还需要其他的控制逻辑。

3.2 负序电流指令的初值计算

如果完全通过2.2节中图3的控制环路进行自动计算，虽然能够产生正确的结果，但是在暂态情况下，不一定能够满足暂态要求，将对直流电容产生较大的不平衡，而导致设备故障停机，因此，作为提高运算速度的方案，可以根据不平衡度计算出一个初值。

由于高压STATCOM的有功损耗较小，有功电流近似为0，可以认为正序电流全部为无功电流，令为正序电流的q轴分量，结合式(15a)可得：

假如发生两相跌落，以A相、B相跌落为例，结合1.1节的结论，有：

则将该值作为负序电流的q轴指令初值，就可以尽量地逼近终值，起到加速的效果。

3.3 暂态过流的辅助逻辑

虽然增加了指令计算初值，但是在实际中，由于相角的误差，仍然可能出现动态过程中的过流现象，为了顺利通过低压穿越，需要采用暂时封锁脉冲后再解锁的方法，来抑制暂态的过电流。暂封脉冲的时间需要根据实际情况设置，一般几毫秒即可。

4 仿真和试验

4.1 simulink仿真

仿真和动态模拟试验所采用的参数一致，被测链式STATCOM参数如表1所示。

仿真中的跌落时间为0.75 s开始跌落，2 s恢复，跌落深度为0.2 p.u.，如图6所示。发生了A相和B相两相不对称跌落。

图6中，从上到下依次为A相电压、B相电压和C相电压。

仿真波形见图7所示，图7(a)为低压成穿越前后的电流波形，可以明显看出负序电流的存在；图7(b)是未加入辅助控制策略的换流链电容直流电压的瞬时值，其瞬间峰值高达60 V；图7(c)为加入了辅助逻辑的换流链电容直流电压的瞬时值，其瞬间峰值为54 V，下降了10%，这有利于提高装置运行的安全性和可靠性。

4.2 动态模拟系统试验

图8所示动态模拟系统试验由两部分构成，一是电压发生器(实线框内所示)，采用的是背靠背双向变流器，可输出各种跌落电压。

在瞬时两相跌落到0.2 p.u.时的试验的波形见图9所示，所示采用泰克DPO3034数字示波器进行录波，通道1是A相电流，通道2是B相电流，通道3是A相电压，通道4为B相电压。

从图9可以看出，试验波形与仿真波形基本一致，这说明该控制算法能够解决电网电压不对称跌落的动态响应，单相跌落时的波形与之类似，本文不再累述，在试验过程中，因考虑到安全，单个链节电压的波形未进行监测录波，从已经通过了1 s的低压跌落时间而没有过压故障，可以判断，该控制方法满足低压穿越的要求。

4结论

本文首先应用对称分量法分析了电网电压的电压和电流特性，由该特性得出了发生跌落时的正负零序分量对称的幅值和相位关系，进一步分析了链式STATCOM的正负零序特性，并根据功率平衡原理，从理论上说明了负序电流注入法在低压穿越时的可行性。针对负序电流方案，还描述了负序电流检测、负序指令生成的计算方法，并给出了总体的控制方案，该方案相对于计算方法，具有自动追踪、方法简单的优点，为了保证在不平衡条件下低压穿越能够顺利进行，本文又给出了一些优化控制的辅助控制方法。通过一系列仿真，说明了负序电流注入法在低电压穿越时的有效性，同时对比了加入辅助控制和未加入辅助逻辑控制的波形，结果表明，辅助控制能够降低暂态过电压，提高装置的可靠性。

最后，通过动态模拟系统对该算法进行了验证，结果表明，本文提出的基于不对称分析的高压链式STATCOM的低电压穿越控制策略方法简单，效果明显，具有较大的推广应用价值。

摘要：作为新能源电站的主要无功补偿和电压支撑设备,高压链式静止同步补偿器(STATCOM)也需具备低电压穿越的能力,特别是三相电网电压不对称故障的低压穿越能力。为解决此难题,采用对称分量法分别分析了电网侧和换流链侧,并推导出数学公式,结合该公式提出了一种基于负序电流注入的高压链式STATCOM的低电压穿越控制策略。该策略包含了控制算法和控制逻辑,能够满足三相电网对称以及不对称下的跌落工况。通过仿真和试验,验证了该方法的有效性,并将其应用于工程实践中。

不对称故障穿越控制 篇4

双馈风电机组的独特拓扑结构使得双馈感应发电机 (DFIG) 在兆瓦级大功率风力发电中得到广泛应用。在双馈风电机组的基本驱动结构中, 其定子直接与电网相连接, 电机与电网间存在直接耦合关联, 致使电网运行状态的变化将直接影响到DFIG的电磁状态, 进而激起DFIG的电磁暂态过程, 较大的电磁暂态过程将危及到机组的安全, 甚至引发机组脱网。

近年来关于LVRT方案的研究报道可概括为两大类:基于硬件的LVRT方案;基于软件控制算法的LVRT方案。其中, 基于硬件的LVRT方案主要是通过附加硬件设备对双馈风电机组变流器实施拓扑结构的改造以提升风电机组LVRT能力, 其研究主要围绕附加Crowbar电路[1,2]、定子串联电力电子开关[1]、串联变流器[3]、附加阻抗网络[4]等方面展开。基于软件控制算法的LVRT方案主要表现在两个方面:一方面是将非线性控制策略引入到双馈变流器控制之中, 以提高系统动态响应的控制策略[5];另一方面是基于对DFIG电磁暂态过程的分析, 采用直接电磁暂态控制策略[6]。在基于硬件的解决方案中, 需要附加硬件设备, 则必然使系统的设计和控制变得更为复杂, 降低系统的运行质量。在基于软件算法的LVRT方案中, 基于非线性控制策略的方案, 单纯从控制理论的角度改善系统的控制性能, 并没有充分考虑电机自身的电磁暂态特性;而文献[7]则以电网故障所致暂态磁链的特性为依据, 提出了基于灭磁原理的电磁暂态算法LVRT方案, 能够在一定程度上改善DFIG的LVRT性能。文献[8-9]基于这一机理, 对对称电网电压故障进行了研究, 但其分析过程均以加快暂态直流磁链的衰减速度为首要目标, 没有直接分析故障过程中转子电压的变化。实际上电网故障所形成的较高的转子反电动势是制约DFIG LVRT运行的决定性因素。文献[7-10]对电磁暂态算法LVRT方案的研究主要以仿真为手段, 缺少必要的实验验证和工程应用分析, 且文献[7-8, 10]在对定子磁链的解耦过程中采用了纯积分环节, 则磁链观测过程中会存在积分初值、漂移等问题, 进而导致暂态控制的实时性和准确性受到影响。而文献[11]源于暂态磁链的思想, 提出的暂态磁链跟踪的控制算法存在动态控制切换问题。

鉴于此, 本文基于对DFIG电磁暂态特性的分析, 以降低故障时DFIG转子端电压为出发点, 在电网发生非对称故障时, 采用DFIG转子侧适时准确地注入暂态前馈补偿量的控制策略, 对非对称故障期间的磁链直流分量和负序分量分别进行补偿, 从而降低故障时刻DFIG转子端暂态电压冲击, 提高系统的可控性, 同时加速暂态直流磁链的衰减, 拓展穿越故障的可控范围。并且, 控制策略中借助一种基于陷波器的锁相环技术对定子磁链的暂态量进行观测, 避免了纯积分环节所带来的不足, 提高了系统的控制精度。

1 DFIG数学模型

与普通笼型异步电机建模过程类似, 在静止坐标系下, 以矢量形式表示的DFIG数学模型为:

式中:us和ur分别为定、转子电压;Rs和Rr分别为定、转子电阻;is和ir分别为定、转子电流;ψs和ψr分别为定、转子磁链;ωr为转子角速度;Ls, Lr, Lm分别为定、转子电感和互感。

依据式 (1) 和式 (2) , DFIG的等效电路可以用图1所示的形式进行描述。图中, Lls和Llr分别为定、转子漏感。

2 电网电压故障时DFIG电磁暂态分析

假设系统在t0时刻以前稳定运行, t0时刻发生跌落深度为p的电网电压对称跌落故障, 此时定子电压可表示为:

式中:V为定子电压幅值;ωs为电网同步角速度。

而与其对应的定子稳态磁链表达式为:

若仅考虑定子磁链的暂态过程, 可令转子侧电流为零, 并将式 (3) 代入式 (1) 可得定子磁链微分方程为:

由于磁链为状态变量, 不能非连续性变化, 因而磁链由故障前稳态向故障后稳态过渡时必存在衰减的暂态磁链分量。假设故障发生时刻t0=0, 求解该微分方程易得:

式中:τs为时间常数。

故障期间, 定子磁链空间矢量分解图如图2所示。可见, 在故障发生以后, 磁链微分方程的解可分解为非齐次和齐次两部分, 其中, 非齐次解ψsf即为磁链的稳态分量, 与故障后定子电压相对应, 而齐次解ψsn反映了磁链变化的连续性, 为磁链的暂态分量。

依据式 (8) , 故障过程中DFIG的定子磁链变化过程可描述为如图3所示。在电网电压故障前, 定子磁链为幅值恒定, 且以电网频率旋转的空间矢量。在两相静止坐标系下, 定子磁链轨迹为半径和圆心都固定的圆。自故障时刻起随着暂态直流磁链的衰减, 磁链轨迹的半径将相应减小, 且圆心位置不断移动, 直至暂态直流磁链衰减为零系统进入新的稳态, 此时定子磁链的轨迹表现为新的圆。

同样, 针对电网电压对称故障的分析理论, 也适用于非对称故障的特性分析[8]。由对称分量法理论可知, 电网电压发生非对称故障时, 定子电压空间矢量可表示为:

式中:V+, V-, V0分别为正序、负序和零序电压分量的幅值。

假设电机阻抗对称相等, 则故障发生后, 稳态磁链分量将由正序电压和负序电压分量分别产生, 且可分别表示为:

同样, 定子磁链在非对称故障前后也瞬时相等, 则由式 (10) 可得出非对称故障期间定子磁链的表达式为:

式中:t0+为故障发生后的时刻。

式 (11) 中暂态磁链的大小由非对称故障类型和故障时刻电网电压相位所决定。与三相对称故障不同的是, 非对称故障情况下除了需要考虑正序和暂态磁链的存在, 还需要考虑负序磁链的影响。如图4所示, 在非对称故障期间, 当暂态磁链衰减为零时, 正序磁链分量和负序磁链分量作为故障期间的稳态分量仍然同时存在, 并分别作逆时针和顺时针方向旋转, 此时, 在两相静止坐标系下磁链轨迹为椭圆。当正序磁链和负序磁链旋转至重合点, 此时二者之和最大, 表现为椭圆长轴;而当正序磁链和负序磁链旋转到相反方向时, 二者之和达到最小, 则表现为椭圆的短轴。

3 电磁暂态控制策略

3.1 暂态控制策略的理论分析

由于电压源型逆变器电压可控范围的限定, 为了对转子电流实施有效控制, 转子电压必须满足可控范围的要求, 因此, 有必要首先对转子电压进行分析。

根据DFIG数学模型, 可得转子电压的表达式为:

式中:σ=1-Lm2/ (LsLr) 。

式 (12) 等式右边第1项由定子磁链决定, 记为uro, 对应于转子回路反电动势, 而第2项为转子回路的阻抗压降。将式 (12) 转换到转子坐标系 (相应的量以上标r表示) 下可表示为:

据此转子回路等效电路可表示为如图5所示。

由前文可知, 当电网发生对称故障时, 定子磁链含有稳态分量和暂态分量, 并且二者都将在转子端感生相应的电压分量, 分别记为vrf和vrn, 而转子开路电压uro可表示为:

若将式 (8) 所示暂态期间定子磁链的稳态分量和暂态分量分别代入式 (12) 的uro项, 便可得vrf和vrn表达式为:

式中:ωsl=ωs-ωr;s=ωsl/ωs, 为转差率。

若忽略较小的1/τs项, 式 (16) 可化简为:

由于转差率s取值较小, 通常在-0.3~0.3范围内, 因而转子开路电压主要由定子磁链的暂态分量决定。若令故障过程中注入的转子电流暂态分量为irn, 将其和式 (17) 一起代入式 (13) , 并写成频域形式, 可得转子坐标系下转子侧暂态电压表达式为:

式中:Xr=ωrσLr。

显然, 适时准确地注入暂态转子电流, 将有利于降低转子端冲击电压, 提高DFIG的暂态可控性, 改善LVRT性能。文献[7, 9]以磁链微分方程为依据, 从减小转子回路暂态量衰减时间常数的角度将转子电流矢量方向选取在暂态磁链矢量相反的方向上, 此时结合式 (18) 可画出其对应的矢量关系, 如图6所示。通常情况下, 转子漏抗Xr远大于转子电阻Rr, 对式 (18) 及矢量图分析易知, 当电网电压对称跌落时, 转子端注入与暂态磁链方向相反的暂态电流, 可以有效降低转子暂态电压冲击。

此时暂态电流矢量可表示为:

式中:kd为一恒定的正值, 其大小的选取由转子侧变流器电流定额和过载能力决定。

于是将式 (19) 代入式 (18) , 则转子暂态电压表达式可变换为:

图7描述了补偿系数kd及转子速度变化时转子暂态电压的影响。该图表明:在一定范围内转子端电压随kd的增大而减小;在其他条件一定情况下转子端电压随转速的增加几乎成线性增加, 这与前文理论分析一致。

同理, 非对称故障下转子端电压的分析也可采用上述方法。此时定子磁链稳态分量同时含有正序分量和负序分量, 并将在转子绕组中感生幅值和旋转方向不同的电压分量, 分别记为v+rf和vrf, 且转子开路电压满足:

则非对称故障下, 转子端电压可具体表述为:

可见与对称故障相比, 非对称故障下引起转子侧过电压的主要原因除了磁链暂态直流分量外, 还包含磁链负序分量。其中, 暂态磁链感生的暂态电压表达式依然满足式 (20) 。而磁链负序分量所感生的转子端电压可根据对磁链暂态直流分量的分析原理获得, 如式 (23) 所示。

式中:Xr1= (ωr+ωs) σLr。

由上式可知, 磁链负序分量与暂态分量在转子坐标系下主要表现为旋转速度的不同, 因此, 在非对称故障下也可采取与对称故障相同的控制策略, 以降低故障时磁链暂态分量和负序分量对DFIG转子端的作用效果。

3.2 转子电流暂态注入量对磁链衰减过程的影响

当转子电流不为零时, 磁链微分方程可表示为:

由于在电网故障的暂态过程中, 由转子侧变流器注入DFIG转子回路的电流由稳态分量irf和暂态分量irn组成, 且定子磁链也由稳态分量ψsf和暂态分量ψsn合成[7,8]。于是式 (24) 可具体表示为:

由于稳态分量满足式 (24) 所示关系, 故式 (25) 可简化为:

由前文可知, 为了降低故障时转子端暂态电压的冲击, 转子侧注入了与暂态磁链反方向的暂态电流, 故由式 (19) 及式 (26) 可得暂态直流磁链微分方程为:

对式 (27) 求解易得:

式中:C为暂态磁链初始值。

根据指数的衰减特性, 由式 (28) 易知, 通过在转子侧注入前馈补偿量能减小暂态磁链的衰减时间常数, 即加快故障期间磁链暂态分量的衰减速度。

3.3 电磁暂态控制策略

如图8所示, 为本文所建立的新型控制策略结构图, 整个控制系统可分为3个部分。图中, 下标abc, αβ, dq分别表示三相静止坐标系、两相静止坐标系、两相同步旋转坐标系。

1) 定子磁链的解耦。将DFIG定子三相电压usabc通过锁相环及坐标变换, 在定子两相静止坐标系下根据矢量合成原理, 完成定子电压正序和负序的分解。

其中, 电压正序分量u+sdq及电网同步角θ+的获得通过锁相环完成, 锁相环控制结构如图9所示。图中, e为角度偏差。该锁相环结构采用了陷波器环节对电网电压的正序量和负序量进行分解。同时为了克服电压跌落所致锁相环增益的变化, 本文引入了增益补偿环节, 提高了电网跌落故障时锁相环的响应速度。

对已经分解出的电压正序和负序分量可按照式 (10) 所示关系求得对应的稳态磁链分量, 并如式 (30) 所示, 实现对磁链的解耦。

2) 补偿电流的计算。根据系统需要补偿的程度, 适当调整补偿系数kd分别确定对暂态磁链和负序磁链的补偿电流值, 并完成补偿电流的合成。

3) 转子电流闭环控制的实现。将已经合成的补偿电流与给定的参考电流值作为输入量, 转子实际电流作为反馈量, 通过比例—积分 (PI) 调节器等环节调制控制信号进而实现对转子电流的闭环控制。

4 实验研究

基于上述理论, 为了验证所述控制策略的正确性及可行性, 基于11kW双馈风电机组模拟平台对控制策略进行了实验验证。图10所示即为实验室双馈风电机组实验平台结构图, 其中DFIG单机参数如下:定子额定电压为380 V;定子额定电流为22.5A;极对数np为2;定子自感Ls为0.183 9H;转子自感Lr为0.185 6 H;互感Lm为0.178 8H;转子开路电压为276V;转子额定电流为25A;定子绕组电阻Rs为0.897 5Ω;转子绕组电阻Rr为0.864 8Ω。电压跌落柜设置为两相故障, 跌落深度为20%, 故障时间持续1 000ms。

4.1 控制环节实验研究

本节首先针对控制策略中所涉及的主要控制环节的正确性及可行性进行了实验研究。本文所述锁相环在电网稳定及故障期间的锁相效果见附录A图A1 (a) 。通过分析可以发现, 该锁相环无论是在电网稳定时还是故障期间, 都具有良好的动态特性及稳态特性, 实现了锁相角度、频率与电网电压的良好跟踪。故障期间控制系统所分解出的负序磁链分量及暂态直流磁链分量分别见附录A图A1 (b) 和 (c) 。可见, 两者具有良好的实时性及精确性, 进而确保了控制策略中所需补偿电流值能够实时、准确地获得。

4.2 系统控制效果实验研究

由于两相电压跌落属于非对称故障, 故障时系统中不仅存在定子磁链暂态直流分量, 还存在负序分量。而定子磁链中的直流分量和负序分量将在转子回路中感应出较高的电动势, 威胁到转子侧电压源型变流器的可控性。图11分别对比了常规矢量控制和暂态磁链补偿控制时对应的转子端电压。其中, 图11 (a) 所示为非对称故障期间分别采用上述3种控制方式时所得DFIG转子三相电压波形, 图11 (b) 和 (c) 则分别对上述3种控制方式下转子电压幅值进行了具体比较。通过对实验波形对比、分析易知, 在电网非对称故障期间, 当对负序磁链实施补偿控制时, 在稳态情况下负序磁链所引起的转子电压升高、脉动等不利因素均得到有效抑制。同时, 当系统中加入对暂态直流磁链的补偿控制时, 不仅能够减小暂态电压冲击, 有效降低暂态磁链在转子端的作用效果, 而且可以加速暂态磁链的衰减, 减小系统的暂态过程, 促进系统进入新的稳态, 即提高了故障期间双馈风电机组的运行性能。

如前文所述, 在非对称电网故障期间, 为了抑制负序磁链及暂态磁链在转子端的不利影响, 在传统矢量控制的基础上, DFIG转子侧同时注入了基于负序磁链和暂态磁链所获得的补偿电流。不同控制策略下三相转子电流波形图见附录A图A2, 通过比较分析可以发现, 当采用本文所述补偿控制策略时, 转子电流不仅存在转差频率的分量, 同时还存在与负序磁链和暂态磁链相对应的补偿电流分量, 该实验结果与理论分析相一致。

由前文理论分析可知, 电网故障期间补偿控制效果受到诸多因素的影响, 其中故障时刻DFIG转子速度、电网故障类型及电压跌落深度对补偿效果影响最大。为了对电网故障期间的补偿控制效果进行研究, 以DFIG转子额定电流的两倍大小及变流器最大可控电压值为限, 对不同转差率以及不同故障类型下补偿控制的可控运行范围进行了仿真研究及实验验证, 具体见附录A图A3。通过图形对比分析不难发现, 对于跌落深度相同的故障, DFIG转速越高机组越难保持并网运行。而在转速和电压跌落深度相同时, 与对称故障相比, 非对称故障下机组更难保持安全稳定运行, 这是由于非对称故障期间暂态直流磁链和负序磁链同时作用的结果。需要说明的是, 除了上述因素, 系统可控运行范围也与电网结构、电机参数及变流器参数等直接相关, 因此, 可通过优化变流器及电机的电磁设计进一步提高这一控制策略的控制效果。

5 结语

本文针对常见的非对称电网故障, 在对双馈风电机组在电网电压故障下动态特性分析的基础上, 研究了在DFIG转子侧注入暂态前馈补偿量的LVRT控制策略。并通过仿真与实验验证了这一控制策略不仅能够在电网故障期间有效抑制负序磁链和暂态磁链对DFIG转子端电压的冲击, 而且能够减少系统暂态分量的衰减时间。同时本文所采用的磁链解耦算法, 能够提高系统的控制精度。

附录见本刊网络版 (http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx) 。

参考文献

[1]PANNELL G, ATKINSON D J, ZAHAKIS B.Minimumthreshold crowbar for a fault-ride-through grid-code-compliant DFIG wind turbine[J].IEEE Trans on Energy Conversion, 2010, 25 (3) :750-759.

[2]LOPEZ J, GUBA E, OLEA E, et al.Ride through of wind turbines with doubly fed induction generator under symmetrical voltage dips[J].IEEE Trans on Industrial Electronics, 2008, 56 (10) :4246-4254.

[3]FLANNERY P S, VENKATARAM G.Unbalanced voltage sag ride-through of a doubly fed induction generator wind turbine with series grid-side converter[J].IEEE Trans on Industry Applications, 2009, 45 (5) :1879-1887.

[4]RAHIMI M, PARNIANI M.Coordinated control approaches for low-voltage ride-through enhancement in wind turbines with doubly fed induction generators[J].IEEE Trans on Energy Conversion, 2010, 25 (3) :873-883.

[5]LIANG Jiaqi, QIAO Wei, HAREY R G.Feed-forward transient current control for low-voltage ride-through enhancement of DFIG wind turbines[J].IEEE Trans on Energy Conversion, 2010, 25 (3) :836-843.

[6]LPEZ J, GUBA E, SANCHIS P, et al.Wind turbines based on doubly fed induction generator under asymmetrical voltage dips[J].IEEE Trans on Energy Conversation, 2008, 23 (1) :321-329.

[7]XIANG Dawei, RAN Li, TAVNER P J, et al.Control of a doubly fed induction generator in a wind turbine during grid fault ride-through[J].IEEE Trans on Energy Conversation, 2006, 21 (3) :652-662.

[8]LPEZ J, SANCHIS P, GUBA E, et al.Control of doubly fed induction generator under symmetrical voltage dips[C]//IEEE International Symposium on Industrial Electronics, June 30-July2, 2008, Cambridge, UK:1275-1280.

[9]张学广, 徐殿国, 潘伟明, 等.基于电网电压定向的双馈风力发电机灭磁控制策略[J].电力系统自动化, 2010, 34 (7) :95-99.ZHANG Xueguang, XU Dianguo, PAN Weiming, et al.A flux damping control strategy of doubly-fed induction generator based on the grid voltage vector oriented[J].Automation of Electric Power Systems, 2010, 34 (7) :95-99.

[10]向大为, 杨顺昌, 冉立.电网对称故障时双馈感应发电机不脱网运行的系统仿真研究[J].中国电机工程学报, 2006, 26 (10) :130-135.XIANG Dawei, YANG Shunchang, Ran Li.System simulation of a doubly fed induction generate ride-through control for symmetrical grid fault[J].Proceedings of the CSEE, 2006, 26 (10) :130-135.