王陳晨，涂嬌嬌，周國(guó)威

(東北電力大學(xué)電氣工程學(xué)院，吉林吉林132012)

目前，全球正在面臨著能源的危機(jī)，可再生能源的開發(fā)與利用也越來越受到世界各國(guó)的重視。在眾多類型的可再生能源中，風(fēng)能由于具有開發(fā)容量大、廉價(jià)以及清潔等優(yōu)點(diǎn)，成為當(dāng)今最有開發(fā)前景的綠色能源之一［1］。但是，風(fēng)能的輸出特性受自然條件的影響很大，具有明顯的非線性特征，所以，建立永磁發(fā)電機(jī)組模型，研究風(fēng)力發(fā)電功率的最大跟蹤是非常有必要的。文獻(xiàn)［1］研究了永磁機(jī)在不同風(fēng)速下的運(yùn)行特性。文獻(xiàn)［2］研究了背靠背PWM換流器的工作原理并給出了網(wǎng)側(cè)換流器的數(shù)學(xué)模型，但是忽略了機(jī)側(cè)換流器的工作模型以及對(duì)系統(tǒng)的影響。文獻(xiàn)［3－6］介紹了永磁風(fēng)機(jī)的低電壓穿越特性，并提出控制槳距角調(diào)整輸出功率，但對(duì)轉(zhuǎn)速超過安全值時(shí)的保護(hù)未深入考慮。文獻(xiàn)［7］在DIgSILENT/PowerFactory中建立了永磁同步發(fā)電機(jī)和控制系統(tǒng)的仿真模型，對(duì)系統(tǒng)的輸出特性進(jìn)行分析。文獻(xiàn)［8］研究了不同電壓跌落造成的影響，以及一些常見的保護(hù)方案。為了彌補(bǔ)這些方法存在的缺陷，本文建立了永磁發(fā)電系統(tǒng)換流器和軸系的數(shù)學(xué)模型，在傳統(tǒng)控制的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)電壓跌落時(shí)的低電壓穿越，并在PSCAD/EMTDC的仿真環(huán)境下，驗(yàn)證了其控制策略的有效性和可行性。

1 直驅(qū)式風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)運(yùn)行特性分析

1.1 風(fēng)電系統(tǒng)的基本結(jié)構(gòu)

直驅(qū)永磁同步發(fā)電機(jī)組由風(fēng)力機(jī)、永磁機(jī)、機(jī)側(cè)換流器、直流電容、網(wǎng)側(cè)換流器及控制系統(tǒng)組成［2，9］。風(fēng)力機(jī)和永磁機(jī)通過傳動(dòng)系統(tǒng)直接耦合，能提高系統(tǒng)運(yùn)行的可靠性和降低系統(tǒng)的維護(hù)成本。直驅(qū)永磁同步發(fā)電機(jī)通過機(jī)側(cè)整流器整流后由直流側(cè)電容進(jìn)行支撐，再經(jīng)過網(wǎng)側(cè)的逆變器轉(zhuǎn)換成交流電送入電網(wǎng)。永磁機(jī)組的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)模型Fig.1 Permanent magnet direct－drive wind power system model

1.2 風(fēng)力機(jī)的數(shù)學(xué)模型

常見的風(fēng)力發(fā)電機(jī)是三葉片、水平軸式的風(fēng)力機(jī)，當(dāng)風(fēng)作用在風(fēng)輪上時(shí)，風(fēng)輪只能吸收風(fēng)能的一部分。根據(jù)貝茨的極限理論可以得出風(fēng)能最大利用系數(shù)的理論值為0.593，而實(shí)際被風(fēng)力機(jī)吸收的風(fēng)能被稱為風(fēng)力機(jī)的機(jī)械功率，其表達(dá)式為［9］

風(fēng)力機(jī)的機(jī)械轉(zhuǎn)矩表達(dá)式為

式中:ρ為空氣密度，kg/m3;R為風(fēng)葉的半徑，m;β為槳距角，(°);λ為葉尖速比;Vw為風(fēng)速，m/s;wm為風(fēng)機(jī)的轉(zhuǎn)速，rad/s;CP為風(fēng)能系數(shù)，其表達(dá)式為［9］

由式(1)擬合出Cp與λ的特性曲線，如圖2所示。

圖2 風(fēng)能利用系數(shù)曲線Fig.2 Wind energy utilization coefficient curve

1)當(dāng)風(fēng)機(jī)處于低風(fēng)速下運(yùn)行時(shí)(即Vin(切入風(fēng)速)＜Vw＜V額定(額定風(fēng)速))，通過轉(zhuǎn)速控制系統(tǒng)對(duì)發(fā)電機(jī)調(diào)速，保持風(fēng)機(jī)能夠工作在最佳葉尖速比的狀態(tài)，此時(shí)槳距角控制為一恒定值，風(fēng)能獲得最大程度的利用。

2)當(dāng)風(fēng)機(jī)處于高風(fēng)速下運(yùn)行時(shí)(即V額定(額定風(fēng)速)＜Vw＜Vcut(切出風(fēng)速))，通過調(diào)節(jié)槳距角降低風(fēng)力機(jī)對(duì)風(fēng)能的捕獲量，釋放部分風(fēng)能，使風(fēng)力機(jī)輸出的轉(zhuǎn)速和功率維持在額定值，確保機(jī)組高效運(yùn)行。

2 發(fā)電系統(tǒng)的控制策略

2.1 發(fā)電機(jī)側(cè)變流器的控制策略

發(fā)電機(jī)側(cè)定子遵循發(fā)電機(jī)的慣例，取同步旋轉(zhuǎn)參考坐標(biāo)系的d軸方向?yàn)槎ㄗ与妷菏噶康姆较?，q軸超前d軸90°，通過坐標(biāo)變換之后得到dq坐標(biāo)系下的電機(jī)定子電壓方程和機(jī)械運(yùn)動(dòng)方程［8］為

式中:ud1，uq1和id1，iq1為定子側(cè)的電壓和電流在dq軸上的分量;Rs為定子的電阻;Ld和Lq為定子在dq軸的電感;Ψf為永磁體的勵(lì)磁磁鏈;w1為轉(zhuǎn)子的角速度;np為永磁發(fā)電機(jī)的極對(duì)數(shù);J為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量;Bm為轉(zhuǎn)動(dòng)粘滯系數(shù);Tm為輸入永磁機(jī)的機(jī)械轉(zhuǎn)矩;Te為永磁機(jī)輸出的電磁轉(zhuǎn)矩，其表達(dá)式為

由于永磁發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，則有Ld=Lq，對(duì)式(2)簡(jiǎn)化后得

發(fā)電機(jī)側(cè)整流器控制框圖如圖3所示。

圖3 發(fā)電機(jī)側(cè)變流器控制框圖Fig.3 Generator side converter control block diagram

內(nèi)環(huán)采用電流控制，外環(huán)采用功率控制，分兩種運(yùn)行方式控制。當(dāng)正常運(yùn)行時(shí)，根據(jù)當(dāng)前的風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速和槳距角，通過MPPT模塊計(jì)算出發(fā)電機(jī)發(fā)出的有功功率參考值，與電機(jī)實(shí)際發(fā)出的功率比較，然后將其差值送入PI調(diào)節(jié)器，輸出轉(zhuǎn)子有功電流的參考值Pref。當(dāng)網(wǎng)側(cè)出現(xiàn)電壓跌落時(shí)，有功功率參考值Pref1由Pref和電網(wǎng)側(cè)實(shí)際電壓值共同決定，其表達(dá)式為

d軸控制永磁發(fā)電機(jī)的運(yùn)行狀態(tài)，為了使永磁機(jī)達(dá)到最佳運(yùn)行狀態(tài)，直接使參考電流=0，通過前饋補(bǔ)償方法進(jìn)行dq軸的解耦，使d軸和q軸的控制可以獨(dú)立的進(jìn)行。

2.2 電網(wǎng)側(cè)變流器的控制策略

網(wǎng)側(cè)變流器采用電壓矢量定向原理，取d軸與電網(wǎng)A相電壓矢量重合，q軸超前d軸90°，dq坐標(biāo)系隨電網(wǎng)電壓向量同步旋轉(zhuǎn)，則在同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的網(wǎng)側(cè)變流器數(shù)學(xué)模型為［8］

式中:ud2，uq2和id2，iq2為網(wǎng)側(cè)換流器輸出的交流電壓和電流在dq軸上的分量;ed，eq為電網(wǎng)側(cè)電壓在dq軸上的分量;L2，R為網(wǎng)側(cè)換流器和電網(wǎng)之間的電感和電阻;w2為電網(wǎng)的角頻率。

網(wǎng)側(cè)整流器控制框圖如圖4所示。網(wǎng)側(cè)變流器和發(fā)電機(jī)側(cè)變流器雖然結(jié)構(gòu)相同，但是它們的數(shù)學(xué)模型是建立在不同的同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的。發(fā)電機(jī)側(cè)變流器和永磁同步發(fā)電機(jī)直接相連，所以其數(shù)學(xué)模型建立在發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，網(wǎng)側(cè)變流器與電網(wǎng)相連，其數(shù)學(xué)模型建立在電網(wǎng)電壓坐標(biāo)系下。在兩相同步旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系中，使d軸與電網(wǎng)電壓矢量重合，即ed=us(us為電網(wǎng)電壓的有效值)，q軸超前d軸90°，則eq=0。內(nèi)環(huán)采用電流控制，通過前饋補(bǔ)償?shù)姆绞絹硐詈享?xiàng)，外環(huán)采用定直流電壓和定無(wú)功功率控制。

圖4 電網(wǎng)側(cè)變流器控制框圖Fig.4 Electric grid side converter control block diagram

2.3 槳距角控制的最大功率捕獲

當(dāng)發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速低于額定轉(zhuǎn)速時(shí)，槳距角將保持不變;當(dāng)風(fēng)速高于額定風(fēng)速時(shí)，發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速就會(huì)上升;當(dāng)發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速高于額定轉(zhuǎn)速時(shí)，將實(shí)際轉(zhuǎn)速和額定轉(zhuǎn)速進(jìn)行比較作差，經(jīng)過PI控制器得到槳距角的控制信號(hào)和風(fēng)機(jī)葉片的實(shí)際槳距角，將實(shí)際槳距角反饋到風(fēng)力機(jī)葉輪，實(shí)現(xiàn)槳距角的最佳控制。槳距角控制如圖5所示。

圖5 槳距角控制框圖Fig.5 Pitch control block diagram

3 低電壓穿越的控制策略

當(dāng)電網(wǎng)正常運(yùn)行時(shí)，忽略換流器的損耗，可近似認(rèn)為風(fēng)機(jī)注入電網(wǎng)的功率Pg等于電網(wǎng)輸送的功率。網(wǎng)側(cè)出現(xiàn)故障時(shí)，電網(wǎng)電壓瞬間跌落，導(dǎo)致Ps瞬間減小，使風(fēng)機(jī)發(fā)出的功率無(wú)法全部送出，換流器兩側(cè)功率不匹配，此時(shí)產(chǎn)生一個(gè)P。這部分未能輸出的電能將給直流電容充電，直接導(dǎo)致直流母線電壓Udc快速上升，引起流過母線電容及流入網(wǎng)側(cè)變流器的電流快速增大。如果不采取有效措施，過高的電壓及電流將超出直流母線電容和變流器功率器件的額定容量，導(dǎo)致其損壞，甚至?xí)鹣到y(tǒng)崩潰。

當(dāng)網(wǎng)側(cè)電壓跌落時(shí)，引入網(wǎng)側(cè)電壓的信號(hào)對(duì)機(jī)側(cè)的有功參考功率重新計(jì)算，減少有功參考值的輸出，保證機(jī)側(cè)輸入功率與網(wǎng)側(cè)輸出功率達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡。但機(jī)械功率不能瞬間突變，此時(shí)發(fā)電機(jī)的機(jī)械轉(zhuǎn)速上升，若機(jī)械轉(zhuǎn)速不超過額定轉(zhuǎn)速，則實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。當(dāng)轉(zhuǎn)速超過額定轉(zhuǎn)速w0時(shí)，投入槳距角控制系統(tǒng)，減少風(fēng)能捕獲以實(shí)現(xiàn)降低轉(zhuǎn)速w的目的。但由于槳距角控制實(shí)現(xiàn)緩慢，當(dāng)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速超過最大轉(zhuǎn)速時(shí)，應(yīng)切除槳距角控制系統(tǒng)，投入卸荷電阻，消耗不平衡有功。若將減出力和卸荷電阻協(xié)調(diào)控制，則能夠更好地實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。低電壓穿越控制流程如圖6所示。

通過對(duì)比直流電容的實(shí)際電壓Udc和直流電壓的參考值Udcref的大小，當(dāng)直流電壓的實(shí)際值超過額定值的1.2 p.u.時(shí)，給出卸荷電阻的觸發(fā)信號(hào)。卸荷電阻控制框圖如圖7所示。

圖6 低電壓穿越的控制流程圖Fig.6 Flow diagram of control for low voltage ride through

圖7 卸荷電阻控制框圖Fig.7 Unloading resistance control block diagram

4 系統(tǒng)仿真

運(yùn)用仿真軟件PSCAD/EMTDC建立了1.5MW直驅(qū)永磁同步風(fēng)電機(jī)組的仿真模型與運(yùn)行控制系統(tǒng)，系統(tǒng)主要參數(shù)如表1所示。

在仿真軟件PSCAD/EMTDC中搭建的仿真模型如圖8所示。正常運(yùn)行時(shí)，風(fēng)機(jī)運(yùn)行在額定風(fēng)速下，功率因數(shù)為1，電網(wǎng)側(cè)出口電壓穩(wěn)定在0.69 kV。為了實(shí)現(xiàn)低電壓穿越，確保風(fēng)機(jī)在電壓跌落故障時(shí)正常運(yùn)行，在兩種電壓跌落的情況下，分析了仿真模型。

仿真算例1:當(dāng)風(fēng)速保持12 m/s不變時(shí)，電網(wǎng)側(cè)在t=1 s時(shí)發(fā)生三相對(duì)稱電壓跌落故障，如圖9a所示，故障持續(xù)時(shí)間為0.625 s，跌落深度為20%。仿真圖形如圖9所示。

可看出并網(wǎng)點(diǎn)電壓發(fā)生跌落故障后，由于機(jī)械功率不能突變(如圖9c所示)，電機(jī)轉(zhuǎn)速上升，當(dāng)超過額定轉(zhuǎn)速時(shí)投入槳距角控制系統(tǒng)，釋放部分風(fēng)能。轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速未超過安全轉(zhuǎn)速，電容電壓穩(wěn)定在1.2 kV，實(shí)現(xiàn)低電壓的穿越。

仿真算例2:當(dāng)風(fēng)速為12 m/s時(shí)，在t=1 s的時(shí)刻，電網(wǎng)發(fā)生三相對(duì)稱電壓跌落故障，跌落深度為50%，故障持續(xù)時(shí)間為0.625 s，如圖10a所示。

槳距角釋放風(fēng)能響應(yīng)較為緩慢，在電網(wǎng)電壓深度跌落時(shí)無(wú)法及時(shí)釋放風(fēng)能，故采用卸荷電阻與減出力協(xié)調(diào)控制方案，實(shí)現(xiàn)低電壓的穿越。

在t=1 s時(shí)，發(fā)生三相對(duì)稱電壓跌落故障(如圖10b、c所示)，輸入電網(wǎng)的有功功率P2減少至0.75 MW，發(fā)電機(jī)減功率控制器根據(jù)電網(wǎng)電壓跌落深度減少發(fā)電機(jī)發(fā)出有功功率至0.75 MW。當(dāng)t=1.4 s時(shí)，由圖10c、d可觀察出轉(zhuǎn)速超過安全轉(zhuǎn)速1.1 p.u.時(shí)，機(jī)側(cè)的減出力控制器退出，卸荷電阻投入，消耗不平衡有功，在減少有功控制和投入卸荷電阻協(xié)調(diào)控制的條件下，實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。

表1 仿真模型參數(shù)Tab.1 Simulation model parameters

圖8 仿真電路圖Fig.8 Simulation circuit

圖9 電壓跌落20%系統(tǒng)各變量波形Fig.9 Voltage sag 20%system variables waveform

圖10 電壓跌落50%系統(tǒng)各變量波形Fig.10 Voltage sag 50%system variables waveform

5 結(jié)語(yǔ)

在低電壓穿越的控制中，將機(jī)側(cè)傳統(tǒng)的控制方法進(jìn)行改進(jìn)，采用減少機(jī)側(cè)有功功率輸出和卸荷電阻的協(xié)調(diào)控制方法，可使該系統(tǒng)在不同電壓跌落的情況下實(shí)現(xiàn)低電壓穿越，并具有很好的實(shí)用性。

［1］ 陳虎，錢春震，馬建光，等.永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)最大功率追蹤策略研究［J］.電力系統(tǒng)保護(hù)與控制，2012，40(22):83 －87.CHEN Hu，QIAN Chunzhen，MA Jianguang，et al.Study on maximum power point tracking strategy for direct－driven permanent magnet synchronous generating system［J］.Power System Protection and Control，2012，40(22):83 －87.

［2］ 姚駿，廖勇，莊凱.永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的雙PWM變換器協(xié)調(diào)控制策略［J］.電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2009，32(20):88 －92.YAO Jun，LIAO Yong，ZHUANG Kai.Coordinated control strategy of back－to－back PWM convertor for D－PMSG wind turbines［J］.Automation of Electric Power System，2009，32(20):88－92.

［3］ 楊曉萍，段先鋒，田錄林.直驅(qū)永磁同步風(fēng)電系統(tǒng)低電壓穿越的研究［J］.西北農(nóng)林科技大學(xué)學(xué)報(bào):自然科學(xué)版，2009(8):228－234.YANG Xiaoping，DUAN Xianfeng，TIAN Lulin.Research on low voltage ride through of D －PMSG system［J］.Journal of Northwest A＆F University:Natural science edition，2009(8):228－234.

［4］ 李建林，胡書舉，孔德國(guó)，等.全功率變流器永磁直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)低電壓穿越特性研究［J］.電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2008，32(19):92－95.LI Jianlin，HU Shuju，KONG Deguo，et al.Study on the low voltage ride through capabiligy of fully converted wind turbine with PMSG［J］.Automation of Electric Power System，2008，32(19):92－95.

［5］ NG C，RAN L，BUMBY J.Unbalanced grid fault ride－through control for a wind turbine inverter［C］//Industry Applications Conference，2007.42nd IAS Annual Meeting.Conference Record of the 2007 IEEE.IEEE，2007:154－164.

［6］ 尹明，李庚銀，張建成，等.直驅(qū)式永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)組建模及其控制策略［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2007，31(15):61 －65.YIN Ming，LI Gengyin，ZHANG Jiancheng，et al.Modeling and control strategy of D －PMSG wind turbine［J］.Power System Technology，2007，31(15):61 －65.

［7］ 張梅，何國(guó)慶，趙海翔，等.直驅(qū)式永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的建模與仿真［J］.中國(guó)電力，2008，41(6):79 －84.ZHANG Mei，HE Guoqing，ZHAO Haixiang，et al.Modeling and dynamic simulation of a D － PMSG based wind turbine unit［J］.Electric Power，2008，41(6):79 －84.

［8］ Xiao－ping Y，Xian－feng D，F(xiàn)an F，et al.Low voltage ridethrough of directly driven wind turbine with permanent magnet synchronous generator［C］//Power and Energy Engineering Conference，2009.APPEEC 2009.Asia－Pacific.IEEE，2009:1－5.

［9］ 嚴(yán)干貴，魏治成，穆鋼，等.直驅(qū)永磁同步風(fēng)電機(jī)組的動(dòng)態(tài)建模與運(yùn)行控制［J］.電力系統(tǒng)及其自動(dòng)化學(xué)報(bào)，2009，21(6):34－39.YAN Gangui，WEI Zhicheng，MU Gang，et al.Dynamic modeling and control of D －PMSG wind turbine［J］.Proceedings of the CSU －EPSA，2009，21(6):34－39.