鄧秋玲 黃守道 姚建剛 彭 曉

（1.湖南大學(xué)電氣與信息工程學(xué)院 長沙 410082 2.湖南工程學(xué)院電氣與信息工程學(xué)院 湘潭 411101）

1 引言

由于直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)組與電網(wǎng)之間通過背靠背（雙PWM）全功率變流器實現(xiàn)了隔離，在發(fā)生電網(wǎng)電壓跌落時，如果采取相應(yīng)的措施，可使風(fēng)力機(jī)與發(fā)電機(jī)的運(yùn)行基本不受電網(wǎng)故障的影響，從而使系統(tǒng)在故障消除后能迅速恢復(fù)正常工作，因此直驅(qū)永磁風(fēng)電機(jī)組在低電壓運(yùn)行能力上相對于雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組具有一定的優(yōu)越性[1-6]，因而獲得了海上風(fēng)場的青睞。

在直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)中，傳統(tǒng)的控制策略是，機(jī)側(cè)變流器實現(xiàn)對永磁同步發(fā)電機(jī)的無功、有功功率的解耦控制[1-5]，網(wǎng)側(cè)變流器實現(xiàn)輸出并網(wǎng)和直流側(cè)電壓控制。當(dāng)風(fēng)電機(jī)組在額定運(yùn)行情況下發(fā)生電網(wǎng)電壓跌落時，變流器的電流將會增加，考慮到變流器熱容量有限，必須對變流器的電流進(jìn)行限制；這樣一來就會使得直流母線環(huán)輸入功率大于輸出功率，直流側(cè)電壓將會升高。當(dāng)電壓跌落幅度較大時，如果直流側(cè)不采取措施，就會損壞變流器和直流環(huán)電容[5-7]。

目前有許多文獻(xiàn)對直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組在電網(wǎng)故障下的保護(hù)策略進(jìn)行了研究，比較適用的方法是在直流母線上接耗能電阻[2-4]。有時也通過在機(jī)側(cè)變流器和網(wǎng)側(cè)變流器之間設(shè)計一個交叉耦合控制器[8]，當(dāng)出現(xiàn)電網(wǎng)故障時，將故障信號傳遞到機(jī)側(cè)變流器，機(jī)側(cè)變流器開始對發(fā)電機(jī)功率進(jìn)行控制以避免直流電容器內(nèi)部的功率剩余。

另外，由于驅(qū)動鏈的扭矩特性，當(dāng)系統(tǒng)受到激勵，如風(fēng)速變化或端電壓變化時，變速風(fēng)輪的發(fā)電機(jī)速度容易出現(xiàn)振蕩[9,10]。由于直驅(qū)永磁同步發(fā)電機(jī)的結(jié)構(gòu)特點，不能像傳統(tǒng)的方法那樣在同步發(fā)電機(jī)中安裝阻尼繞組去抑制速度振蕩，因此必須從功率變流器控制方面采取措施。目前國內(nèi)直驅(qū)風(fēng)機(jī)的控制策略中還未考慮這個問題。

本文提出了一種新的控制策略，即機(jī)側(cè)變流器控制直流母線電壓Udc和發(fā)電機(jī)定子電壓Us，而用網(wǎng)側(cè)變流器控制流向電網(wǎng)的有功和無功功率[11]，并對電網(wǎng)故障時功率變流器的控制和保護(hù)策略進(jìn)行研究；最后用仿真和實驗方法對該控制策略的可行性進(jìn)行了驗證。

2 新型直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)控制策略

采用新型控制策略的直驅(qū)永磁同步風(fēng)電系統(tǒng)（DDPMSG）控制框圖如圖1 所示，控制包括兩個大部分：槳距角控制系統(tǒng)和功率變換器控制系統(tǒng)。

圖1 直驅(qū)永磁同步風(fēng)電系統(tǒng)的控制結(jié)構(gòu)Fig.1 Control configuration of DDPMSG

2.1 機(jī)側(cè)變流器控制策略

與傳統(tǒng)的控制策略一樣，機(jī)側(cè)變流器仍然采用轉(zhuǎn)子磁鏈定向控制策略，即將轉(zhuǎn)子磁鏈方向定為同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系的d 軸，則用定子電流直軸分量isd來控制定子電壓Us，通過定子電流的交軸分量isq來控制直流電壓Udc。設(shè)轉(zhuǎn)子磁鏈ψf，發(fā)電機(jī)定子的同步電感Lsd、Lsq恒定，得到永磁同步電機(jī)的電流方程 式中，Rs為發(fā)電機(jī)定子繞組的相電阻；ωe為發(fā)電機(jī)的電氣角頻率；usd、usq分別為同步發(fā)電機(jī)的直軸電壓和交軸電壓；其中，空載電動勢Es滿足關(guān)系Es=ωeψf。

永磁同步電機(jī)穩(wěn)態(tài)控制方程為

機(jī)側(cè)變流器控制的框圖如圖2 所示，其中直流母線電壓環(huán)的輸出作為交軸電流isq的給定量，而定子電壓環(huán)的輸出作為直軸電流isd的給定量，圖中ωet為轉(zhuǎn)子位置角。

圖2 機(jī)側(cè)變流器控制結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Control configuration of generator-side converter

為了避免出現(xiàn)過電壓或變流器的飽和效果，定子電壓被控制在額定值內(nèi)。直流母線電壓也保持恒定，但是當(dāng)系統(tǒng)需要電氣阻尼時，可允許直流母線電壓在小的范圍內(nèi)變化，此時直流母線電壓被控制 為由阻尼系統(tǒng)提供的參考值，這將在后面介紹。這個控制策略的缺點是發(fā)電機(jī)的無功功率需求是變化的，這個變化的無功功率必須由功率變流器來傳遞，因此增加了功率變換器的額定容量。

2.2 網(wǎng)側(cè)變流器控制策略

在新型控制策略中，網(wǎng)側(cè)變流器對流向電網(wǎng)的有功功率和無功功率實現(xiàn)解耦控制。在兩相同步旋轉(zhuǎn)的dq 坐標(biāo)系中，使d 軸定向于電網(wǎng)電壓矢量[1]，即電壓矢量落在d 軸上，q 軸分量為零，則有

在dq 軸坐標(biāo)系下，網(wǎng)側(cè)變流器相對于電網(wǎng)的有功功率和無功功率的計算公式為[12]

式中，ugd、ugq分別為電網(wǎng)電壓的直軸和交軸分量，igd、igq分別為變流器電流的直軸和交軸分量。由式（4）可以看出，電網(wǎng)有功功率Pg可以通過變流器的直軸電流分量igd來控制，而無功功率Qg可以通過變流器的交軸電流分量igq來控制。網(wǎng)側(cè)變流器的數(shù)學(xué)表達(dá)式為

式中，L為網(wǎng)側(cè)變流器與電網(wǎng)之間的等效電感；R為等效電阻；ω為電網(wǎng)電壓的角頻率；ud、uq為變流器交流側(cè)輸出直、交軸電壓分量。

網(wǎng)側(cè)變流器控制的框圖如圖3 所示，其中，有功功率環(huán)的輸出作為直軸電流分量igd的給定量，無功功率環(huán)的輸出作為交軸電流igq的給定量。

圖3 網(wǎng)側(cè)變流器控制框圖Fig.3 Control configuration of grid-side converter

在該控制策略中，考慮到發(fā)電機(jī)與風(fēng)力機(jī)的功率調(diào)節(jié)在網(wǎng)側(cè)變流器中實現(xiàn)，因此，與傳統(tǒng)控制策略不同的是，此處發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速并不由風(fēng)力機(jī)的輸出功率決定，即轉(zhuǎn)速是給定量。通過給定風(fēng)力機(jī)或者發(fā)電機(jī)一個轉(zhuǎn)速，使其輸出與之對應(yīng)的功率，再對該功率進(jìn)行調(diào)節(jié)，就可以實現(xiàn)能量的有效傳遞。

需要指出的是，網(wǎng)側(cè)變流器采用的是電網(wǎng)電壓定向矢量控制，為了能使風(fēng)電機(jī)組正常運(yùn)行，快速而準(zhǔn)確的檢測電網(wǎng)電壓基波的正序分量大小和相位在變流器的控制策略設(shè)計中是至關(guān)重要的，通常在網(wǎng)側(cè)變流器控制中采用鎖相環(huán)（PLL）來實現(xiàn)網(wǎng)側(cè)變流器與電網(wǎng)之間的同步[13]，如圖3 所示。

2.3 電網(wǎng)故障下PMSG 風(fēng)輪的保護(hù)策略

當(dāng)采用傳統(tǒng)的控制策略在故障發(fā)生時，機(jī)側(cè)可以不受影響地繼續(xù)將功率從風(fēng)輪傳遞到機(jī)側(cè)變流器，而網(wǎng)側(cè)變流器自動地受到電網(wǎng)故障的影響，輸送到電網(wǎng)的功率減小。多余的能量給直流母線電容器充電，則直流母線電壓升高很快，同時風(fēng)輪機(jī)轉(zhuǎn)子加速，如果在控制上不采取措施就會增加變流器和直流環(huán)電容器損壞的危險，甚至危及整個機(jī)組。因此采用傳統(tǒng)的控制策略時，電網(wǎng)故障期間需要對直流側(cè)采取措施來釋放或轉(zhuǎn)移多余的能量。

采用如圖1 所示的新型控制策略，當(dāng)發(fā)生電網(wǎng)電壓跌落故障時，網(wǎng)側(cè)變流器直接受到電網(wǎng)故障的影響，向電網(wǎng)傳遞的功率小于正常運(yùn)行時的功率。同時機(jī)側(cè)變流器為了保持直流母線電壓恒定，開始控制電機(jī)定子電流來降低發(fā)電機(jī)發(fā)出的功率和流向直流母線的功率。當(dāng)發(fā)電機(jī)側(cè)變流器平衡了直流母線電壓，它就確保了將來自發(fā)電機(jī)端的功率傳輸?shù)搅穗娋W(wǎng)一端[14]。

通過以上分析可知，在直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)中采用傳統(tǒng)的控制策略時，功率不平衡出現(xiàn)在直流環(huán)節(jié)，當(dāng)采用新的控制策略后，功率不平衡轉(zhuǎn)移到了發(fā)電機(jī)側(cè)。電網(wǎng)故障期間不能通過變流器傳遞到電網(wǎng)的這部分功率可以儲存在風(fēng)力發(fā)電機(jī)的旋轉(zhuǎn)勢能內(nèi)，這將導(dǎo)致發(fā)電機(jī)的加速。當(dāng)發(fā)電機(jī)的速度增加到額定值后，發(fā)電機(jī)的加速可以通過槳距控制器來抵消。

使用這種新的控制策略的同時，再結(jié)合直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的故障保護(hù)策略，即使用斬波器可以進(jìn)一步提高直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的故障保護(hù)能力。斬波器由一個卸荷電阻和一個電力電子開關(guān)組成，與直流環(huán)中的電容器并聯(lián)，如圖1 所示。卸荷電阻的關(guān)斷是由電力電子開關(guān)來控制的，當(dāng)直流母線電壓上升到超過臨界值時就會觸發(fā)斬波器，結(jié)果，電容器放電，多余的能量將消耗在卸荷電阻中，直流母線電壓下降到低于臨界電壓時，斷開斬波器卸荷電阻。因此使得功率不平衡的問題得到解決。

為了驗證新型控制策略在不對稱電網(wǎng)故障下的保護(hù)能力，運(yùn)用Matlab/Simulink 工具箱中的Three-Phase Fault 模塊對兩相短路故障進(jìn)行了仿真。假定在電網(wǎng)連接點（PCC）處發(fā)生了兩相短路故障，擬采用在直流環(huán)節(jié)增加斬波器來釋放多余能量的保護(hù)控制策略，設(shè)直流母線電壓的最大值Udc_max為1.1(pu)，耗能電阻R為1Ω。

圖4 所示為發(fā)生兩相短路故障時網(wǎng)側(cè)相電壓、相電流和直流母線電壓的仿真波形。從圖中可以看出，發(fā)生兩相短路故障時網(wǎng)側(cè)電壓出現(xiàn)了不平衡跌落，但通過采用新型控制策略，故障持續(xù)時間100ms 后（采用傳統(tǒng)控制策略時故障持續(xù)時間大于200ms），直流母線電壓恢復(fù)穩(wěn)定。結(jié)果表明采用新型控制策略后，系統(tǒng)響應(yīng)速度加快了。同時，在直流側(cè)增加了斬波器和耗能回路，對電網(wǎng)故障引起的直流側(cè)瞬時過電壓進(jìn)行了控制，將直流側(cè)電壓控制在1.1(pu)范圍內(nèi)，并且在故障清除后快速恢復(fù)到了額定值。

圖4 電網(wǎng)發(fā)生兩相短路接地故障時仿真波形Fig.4 Simulation waveforms under two-phase short-circuit fault

2.4 阻尼振蕩控制策略

當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障時，由于電磁轉(zhuǎn)矩和機(jī)械轉(zhuǎn)矩之間的不平衡，會使風(fēng)輪機(jī)組速度出現(xiàn)振蕩現(xiàn)象。由于直驅(qū)永磁同步發(fā)電機(jī)不能像傳統(tǒng)同步發(fā)電機(jī)那樣采用阻尼繞組，阻尼速度振蕩的方法可從電力系統(tǒng)中大容量同步發(fā)電機(jī)的電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS）[15,16]中得到啟發(fā)。在直流勵磁同步發(fā)電機(jī)風(fēng)輪中，可通過改變發(fā)電機(jī)的勵磁控制直流母線電壓來阻尼速度振蕩。其設(shè)計思路是使用直流電路中的電容器作為發(fā)電機(jī)和電網(wǎng)之間的能量儲存器（緩沖器），通過周期性地對電容器短期充、放電，能量儲存在電容器中，負(fù)載電流發(fā)生變化，轉(zhuǎn)而影響轉(zhuǎn)矩，以致抵消速度振蕩和提供有效的阻尼。

將這個阻尼方法應(yīng)用在多極PMSG 風(fēng)輪時，需要進(jìn)行稍微的調(diào)整。因為PMSG的磁場是固定的，在這種情況下，抑制速度振蕩不能通過控制電氣勵磁來實現(xiàn)，但是可以通過控制功率變換器來實現(xiàn)，即利用主動阻尼模塊系統(tǒng)在發(fā)電機(jī)側(cè)變流器控制器內(nèi)產(chǎn)生一個參考信號，如圖2 所示。當(dāng)系統(tǒng)需要電氣阻尼時，將直流母線電壓控制為由阻尼系統(tǒng)提供的參考值。

式中，Δuosc為與發(fā)電機(jī)速度振蕩頻率fosc相同的正弦干擾信號，將它迭加在直流電壓設(shè)置點上。

式中，k為剛度系數(shù)；Jeq是驅(qū)動鏈模型的等效轉(zhuǎn)動慣量，由下式?jīng)Q定

式中，Jrot表示風(fēng)輪機(jī)轉(zhuǎn)子慣量；Jgen等效于發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子慣量。

圖5 表示當(dāng)系統(tǒng)突然受到激勵使風(fēng)速變化1m/s時，阻尼系統(tǒng)對直驅(qū)永磁同步風(fēng)輪振蕩的阻尼效果。從圖中可以看出：沒有阻尼系統(tǒng)時，風(fēng)速變化會激勵大的振蕩，發(fā)電機(jī)速度的振幅增加，結(jié)果使系統(tǒng)變得不穩(wěn)定。而使用阻尼系統(tǒng)后這些振蕩很快地被抑制了。因此，附加的阻尼系統(tǒng)可以增加直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的運(yùn)行穩(wěn)定性。

圖5 阻尼系統(tǒng)的效果Fig.5 Effect of damping system

3 仿真與實驗研究

為了對新型控制策略的可行性進(jìn)行驗證，進(jìn)行了仿真，并與傳統(tǒng)的控制策略進(jìn)行了對比。系統(tǒng)主要參數(shù)為：變流器額定容量為2MW，限流幅值為1.5(pu)；直流母線電壓為1 200V，電容C為25×470μF；交流側(cè)正常電網(wǎng)相電壓幅值為400V。LCL 濾波器參數(shù)為：變流器側(cè)電感L1為0.1mH，網(wǎng)側(cè)電感Lg為0.04mH，濾波電容為40μF，阻尼電阻Rd為0.1Ω。

圖6 傳統(tǒng)控制策略中的仿真波形Fig.6 Simulation waveforms of the traditional control strategy

圖6 所示為采用傳統(tǒng)控制策略時的仿真波形。由于本研究采用了電動機(jī)慣例，因此發(fā)電機(jī)輸出的轉(zhuǎn) 矩和功率用負(fù)值表示。在傳統(tǒng)控制策略中，機(jī)側(cè)變流器控制的是功率，因此，系統(tǒng)剛開始啟動時，風(fēng)力機(jī)的功率輸出與參考功率之間的巨大反差造成了PI 調(diào)節(jié)器的飽和，使得電流輸出負(fù)的限幅值。當(dāng)實際功率接近參考功率時，功率回路的PI 調(diào)節(jié)器退出飽和狀態(tài)，輸出的電流值恢復(fù)正常。在傳統(tǒng)控制控策中，網(wǎng)側(cè)變流器控制直流母線電壓。直流母線電壓的穩(wěn)定時間大約為0.3s 左右，穩(wěn)定前波動較大，超調(diào)也較大，這和系統(tǒng)在起始時刻機(jī)側(cè)能量出現(xiàn)回流有關(guān)，在0.075s 左右時刻，當(dāng)發(fā)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩達(dá)到最大值時，母線電壓超調(diào)量達(dá)到最大，穩(wěn)態(tài)后的母線電壓波動較小，波動范圍不超過10V。

圖7 為新型控制策略的仿真波形，可以看出，發(fā)電機(jī)側(cè)的轉(zhuǎn)矩、功率和定子電流不僅超調(diào)量較小，而且收斂速度快，動態(tài)響應(yīng)特性好，機(jī)側(cè)相電流的正弦性也特別好，機(jī)側(cè)的各個電氣量能快速跟隨直流母線電壓的動態(tài)過程。但直流母線電壓穩(wěn)定后的波動較大，波動范圍為15V 左右，這是由于發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)矩脈動引起反電動勢脈動使得直流母線電壓穩(wěn)定性變差，而母線電壓的波動經(jīng)過PI 調(diào)節(jié)器以后引起了電流的波動，繼而產(chǎn)生了反電動勢脈動。

為了便于比較，將采用兩種控制策略時控制系統(tǒng)中的多項參數(shù)列于下表中。結(jié)果表明采用新型控制策略可獲得良好的控制效果。

表 兩種控制策略多項參數(shù)的綜合對比Tab. Comparison of parameters in two types of different control strategies

為了用實驗驗證直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)所用新型控制策略的可行性，建立了直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的實驗?zāi)M平臺。實驗?zāi)M裝置中永磁同步發(fā)電機(jī)的參數(shù)為：額定功率7.5kW，額定電壓380V，額定頻率50Hz，極對數(shù)為2，定子電阻2.655Ω，定子漏感8.718mH，轉(zhuǎn)子磁鏈0.804Wb。

圖7 新型控制策略中的仿真波形Fig.7 Simulation waveforms of the new control strategy

在傳統(tǒng)控制策略中，首先通過變壓器將輸出線電壓調(diào)至270V，啟動網(wǎng)側(cè)變流器工作于整流狀態(tài)，用直流電動機(jī)拖動永磁同步發(fā)電機(jī)至額定轉(zhuǎn)速1 500r/min，然后再并上機(jī)側(cè)變流器。網(wǎng)側(cè)線電壓和相電流的實驗波形如圖8 所示?？紤]到實驗與仿真時一樣，也采用了單位功率因數(shù)的控制方式（下同）。

圖8 采用傳統(tǒng)控制策略時的網(wǎng)側(cè)波形圖Fig.8 Grid-side waveforms of conventional control strategy

在新型控制策略中，直流機(jī)拖動永磁同步發(fā)電機(jī)至額定轉(zhuǎn)速1 500r/min 后，再啟動機(jī)側(cè)變流器工作在整流狀態(tài)，然后再并上網(wǎng)側(cè)變流器，并通過給定網(wǎng)側(cè)功率來調(diào)節(jié)并網(wǎng)輸入功率，得到線電壓和相電流的實驗波形如圖9 所示。

圖9 采用新型控制策略時的網(wǎng)側(cè)波形圖Fig.9 Grid-side waveforms of new-type control strategy

從圖8 和圖9 可以看出，兩種控制策略下網(wǎng)側(cè)線電壓和相電流的波形相差并不大，但新型控制策略的并網(wǎng)相電流比傳統(tǒng)控制策略的大，故并網(wǎng)發(fā)電功率也相對要大些，效率也較傳統(tǒng)控制策略的高，這與仿真分析結(jié)果一致。

4 結(jié)論

本文為直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)提出了一種新的變流控制策略，相比于傳統(tǒng)控制策略，新型控制策略可以增強(qiáng)直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)在電網(wǎng)故障下的保護(hù)能力。而且，新型控制策略的收斂速度快、動態(tài)響應(yīng)性好、機(jī)側(cè)的各個電氣量能快速跟隨直流母線電壓的動態(tài)過程，網(wǎng)側(cè)相電流的波形也很好。雖然采用新型控制策略時母線電壓穩(wěn)定性變差，但通過使用斬波器后有效地解決了這個問題。因此新型控制策略為電網(wǎng)故障下直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的控制提供了一種最優(yōu)選擇。

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