朱曉榮，劉世鵬

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電網(wǎng)電壓不對稱跌落時DFIG的控制策略研究

朱曉榮，劉世鵬

(新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室(華北電力大學(xué)), 河北 保定 071003)

相比于對稱故障，不對稱故障時雙饋風(fēng)力發(fā)電機(Doubly Fed Induction Generators, DFIG)的電磁暫態(tài)過程更為復(fù)雜，對DFIG造成的危害也越大。從電網(wǎng)電壓不對稱跌落時DFIG的電磁暫態(tài)過程入手，分析了DFIG各電磁量產(chǎn)生二倍頻波動和過電流的直接原因。在此基礎(chǔ)上，提出了一種電網(wǎng)電壓不對稱跌落時轉(zhuǎn)子側(cè)變換器(Rotor Side Converter, RSC)的轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略，通過控制RSC交流側(cè)的輸出電壓，對轉(zhuǎn)子暫態(tài)電動勢和負序電動勢進行補償。該控制策略可在電網(wǎng)輕度不對稱故障時有效消除轉(zhuǎn)子電流二倍頻波動；在電網(wǎng)嚴重不對稱故障時最大限度地減小轉(zhuǎn)子電流沖擊，增強DFIG的低電壓穿越能力。此外，根據(jù)轉(zhuǎn)子側(cè)變換器的電壓容量，對補償控制策略的完全補償范圍進行了分析。仿真結(jié)果驗證了所提出控制策略的有效性。

雙饋風(fēng)電機組；電網(wǎng)電壓不對稱跌落；低電壓穿越；轉(zhuǎn)子電壓補償；滑?？刂?/p>

0 引言

電網(wǎng)電壓不平衡時，雙饋風(fēng)力發(fā)電機(Doubly Fed Induction Generators, DFIG)會產(chǎn)生復(fù)雜的電磁暫態(tài)過程[1-4]。這會對DFIG的穩(wěn)定運行造成十分不利的影響，比如，轉(zhuǎn)子電流和定子電流的不平衡發(fā)熱；輸出有功功率和無功功率波動；電磁轉(zhuǎn)矩振蕩，造成機械系統(tǒng)的磨損、老化[1-3]。當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生嚴重不對稱故障時，其造成的危害比對稱故障更為嚴重[1]。此時轉(zhuǎn)子中會產(chǎn)生很大的沖擊電流，嚴重威脅轉(zhuǎn)子側(cè)變換器(Rotor Side Converter, RSC)的安全運行。

目前，不對稱電網(wǎng)電壓下DFIG的改進控制策略已經(jīng)成為當(dāng)前研究的熱點問題。電網(wǎng)電壓輕度不對稱跌落下的主要控制目標(biāo)是抑制DFIG各電磁量的二倍頻波動。文獻[4]提出了一種正負序、雙軸電流控制方案，通過在正反轉(zhuǎn)同步坐標(biāo)系中分別控制轉(zhuǎn)子電流正負序分量，實現(xiàn)不同的不平衡控制目標(biāo)。該方法需要復(fù)雜的正負序分解，存在固有延時，影響了控制策略的動態(tài)響應(yīng)性能，且正負序電流指令的計算較為復(fù)雜。文獻[5]提出一種快速正負序分解方法，改善了系統(tǒng)的控制性能。文獻[6]提出了一種在定子靜止坐標(biāo)系中的比例-諧振控制方案，該方案不需要對轉(zhuǎn)子電流進行正負序分解，但為獲得轉(zhuǎn)子電流指令，其他分量如定子電壓，定子電流依然需要正負序分解。

電網(wǎng)電壓嚴重跌落時的控制目標(biāo)主要是抑制轉(zhuǎn)子過電流，保證DFIG的不脫網(wǎng)運行。文獻[7]在電網(wǎng)不對稱故障時，向轉(zhuǎn)子端注入與定子暫態(tài)磁鏈和負序磁鏈方向相反的暫態(tài)電流和負序電流，減小了轉(zhuǎn)子電壓沖擊。由于需要注入轉(zhuǎn)子暫態(tài)電流和負序電流，加重了故障過程中的轉(zhuǎn)子沖擊電流。文獻[8]提出了一種暫態(tài)磁鏈跟蹤控制方法，在電網(wǎng)故障時控制轉(zhuǎn)子磁鏈與定子磁鏈相等，降低了轉(zhuǎn)子電流沖擊。該方法導(dǎo)致DFIG從電網(wǎng)吸收無功功率，不利于故障恢復(fù)。

本文首先詳細分析了電網(wǎng)電壓不對稱跌落時DFIG的電磁暫態(tài)過程，指出DFIG各電磁量產(chǎn)生二倍頻波動的直接原因?；诖?，提出一種轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略，即通過控制RSC交流側(cè)的輸出電壓，對轉(zhuǎn)子暫態(tài)電動勢和負序電動勢進行補償。該控制策略可在電網(wǎng)輕度故障時有效抑制轉(zhuǎn)子電流一倍頻波動和二倍頻波動；在電網(wǎng)嚴重故障時可減小轉(zhuǎn)子電流沖擊，增強DFIG的低電壓穿越能力。同時根據(jù)RSC的電壓容量，對補償控制策略的完全補償范圍進行了分析。最后，仿真結(jié)果驗證了所提出控制策略的有效性。

1 ?電網(wǎng)故障時DFIG的電磁暫態(tài)過程

1.1 DFIG數(shù)學(xué)模型

定子側(cè)和轉(zhuǎn)子側(cè)均采用電動機慣例，在兩相靜止坐標(biāo)系下，DFIG的數(shù)學(xué)模型為[9]

式中：s,r分別為定、轉(zhuǎn)子電壓矢量；s，r分別為定、轉(zhuǎn)子電流矢量；s，r分別為定、轉(zhuǎn)子磁鏈；s，r分別為定、轉(zhuǎn)子電阻；s，r分別為定、轉(zhuǎn)子自感；m為定轉(zhuǎn)子互感；r為轉(zhuǎn)子電角速度。

由式(1)~式(4)可得轉(zhuǎn)子電壓方程，并轉(zhuǎn)化到轉(zhuǎn)子坐標(biāo)系中為

圖1轉(zhuǎn)子側(cè)等效電路

Fig. 1 Equivalent circuit of the rotor side

1.2 電網(wǎng)不對稱故障時DFIG的瞬態(tài)響應(yīng)

電網(wǎng)電壓不對稱故障時，定子磁鏈將感應(yīng)出正序分量sf1、負序分量sf2和暫態(tài)直流分量sn，其表達式如式(6)所示[1]。

式中：s1和s2分別為定子電壓正、負序分量；s為同步角頻率；s為定子磁鏈總量，由式(3)獲得。

定子磁鏈各分量在轉(zhuǎn)子繞組中產(chǎn)生的反電動勢如式(7)~式(9)所示[7]。

式中：rf1、rf2和rn分別為轉(zhuǎn)子反電動勢正序分量、負序分量和暫態(tài)直流分量；為轉(zhuǎn)差率。

將式(5)寫成頻域的形式[7,10]，可得：

式中，r=rr。

根據(jù)式(10)的矢量關(guān)系，并結(jié)合式(7)~式(9)，可得電網(wǎng)不對稱故障時在定子靜止坐標(biāo)系中的轉(zhuǎn)子側(cè)矢量圖如圖2所示。從圖中可以看出，rf2的轉(zhuǎn)速為-s，rn為直流量。若RSC不能提供與rf2和rn頻率、幅值、相位均相同的輸出電壓rf2和rn，則轉(zhuǎn)子電流中也將感應(yīng)負序分量rf2和直流分量rn。rf2和rn在同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中的頻率分別為2s和s，分別表現(xiàn)為二倍頻波動和一倍頻波動。由于轉(zhuǎn)子電流、定子電流、定子有功功率和無功功率、電磁轉(zhuǎn)矩之間的耦合效應(yīng)，這些電磁量中也將出現(xiàn)在相應(yīng)的一倍頻波動和二倍頻波動，對DFIG的穩(wěn)定運行造成十分不利的影響。

當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生嚴重不對稱故障時，rf2和rn的幅值很高，可能遠遠超出RSC所能提供的最大輸出電壓。此時，轉(zhuǎn)子繞組中將產(chǎn)生幅值很高的負序電流和暫態(tài)電流，嚴重威脅DFIG和RSC的安全運行。

圖2電網(wǎng)電壓不對稱時轉(zhuǎn)子側(cè)矢量圖

2 ?DFIG二階滑?？刂?/h2>

DFIG轉(zhuǎn)子側(cè)通常采用矢量控制方法，通過雙閉環(huán)PI控制實現(xiàn)定子輸出有功功率和無功功率的解耦控制。這種控制方法具有參數(shù)整定困難，魯棒性差等缺點?；？刂剖且环N魯棒控制，不僅能有效抑制系統(tǒng)內(nèi)部參數(shù)攝動和外部擾動，而且具有良好的動態(tài)響應(yīng)性能[11]。傳統(tǒng)的滑?？刂拼嬖诙墩瘳F(xiàn)象，阻礙了其在實際中的應(yīng)用。抑制抖振的一種有效的方法是采用二階滑?？刂疲A滑?？刂茖⒉贿B續(xù)的控制作用在滑模量的高階微分上，從而保證滑模量的一階導(dǎo)數(shù)是連續(xù)的，理論上可以完全消除抖振[12]。因此，本文采用二階滑?？刂圃O(shè)計轉(zhuǎn)子側(cè)控制器。

將式(1)~式(4)轉(zhuǎn)換到同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系，并采用定子電壓定向，得到轉(zhuǎn)子側(cè)數(shù)學(xué)模型為

式中：rd，rq為轉(zhuǎn)子電壓軸分量；rd，rq為轉(zhuǎn)子電流軸分量；s1=s-r為轉(zhuǎn)差角速度。

定義功率流出為正，則DFIG定子輸出有功功率和無功功率分別為

式中：sd，sq分別為定子電壓軸和軸分量；sd，sq為分別為定子電流軸和軸分量。

轉(zhuǎn)子側(cè)變換器的控制目標(biāo)是實現(xiàn)DFIG輸出有功功率和無功功率的精確調(diào)節(jié)，因此本文采用如式(13)的切換函數(shù)。

式中：積分項是為了消除系統(tǒng)的靜態(tài)誤差；P和Q為正常數(shù)；s*，s*為有功功率和無功功率參考值。

根據(jù)滑?？刂频脑O(shè)計方法，滑?？刂频目刂戚斎胗砷_關(guān)控制和等效控制兩個部分組成[13]。本文采用二階滑模控制中的超螺旋算法設(shè)計系統(tǒng)的開關(guān)控制[12-13]。結(jié)合式(13)，得到開關(guān)控制為

式中，p1，p2，q1，q2為正常數(shù)。

最終，得到系統(tǒng)總的控制輸入為：

3 ?轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略

3.1 控制策略的理論分析

由第1節(jié)的分析可知，不對稱電網(wǎng)電壓下，RSC必須準(zhǔn)確提供與轉(zhuǎn)子反電動勢負序分量和自由分量幅值、相位、頻率相同的輸出電壓，才能完全抑制轉(zhuǎn)子電流一倍頻波動和二倍頻波動。

轉(zhuǎn)子電流負序分量和自由分量在坐標(biāo)系中表現(xiàn)為交流量。當(dāng)轉(zhuǎn)子側(cè)控制器采用典型的PI控制時，其對交流量的調(diào)節(jié)能力有限，因此RSC不能準(zhǔn)確提供相應(yīng)的勵磁電壓以抑制轉(zhuǎn)子電流波動。

當(dāng)采用滑?？刂茣r，轉(zhuǎn)子側(cè)滑?？刂破魍ㄟ^有功功率和無功功率參考值直接獲得RSC的調(diào)制電壓。當(dāng)電網(wǎng)不對稱故障時，轉(zhuǎn)子電流感應(yīng)出負序分量和自由分量，造成有功功率和無功功率的一倍頻和二倍頻波動。此時，轉(zhuǎn)子側(cè)滑?？刂破鞯墓β蕝⒖贾等园捶€(wěn)態(tài)情況給定，因此對這部分轉(zhuǎn)子電流波動成分的調(diào)節(jié)能力也是有限的。此時RSC不能準(zhǔn)確提供相應(yīng)的勵磁電壓以抑制轉(zhuǎn)子電流波動。

由式(10)可得轉(zhuǎn)子電流負序分量為

同理可得轉(zhuǎn)子電流自由分量的表達式為

假設(shè)RSC能夠?qū)D(zhuǎn)子反電動勢負序分量和自由分量進行完全補償，則此時的轉(zhuǎn)子側(cè)矢量圖如圖3所示。可以看出，加入補償控制后，轉(zhuǎn)子電流負序分量和自由分量得以完全消除。此時轉(zhuǎn)子側(cè)正序電壓rf1即為滑?？刂频妮敵鲭妷骸；？刂破魍ㄟ^控制輸出電壓rf1調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子電流正序分量rf1，進而實現(xiàn)DFIG有功功率和無功功率的解耦控制。

圖3轉(zhuǎn)子電壓補償控制下的轉(zhuǎn)子側(cè)矢量圖

然而，RSC的電壓輸出能力有限。當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生嚴重不對稱故障時，轉(zhuǎn)子繞組反電動勢將大于RSC所能提供的最大輸出電壓，RSC無法對其進行完全補償。僅考慮負序分量，此時的轉(zhuǎn)子側(cè)矢量圖如圖4所示。圖中，r_max為RSC能夠提供的最大輸出電壓?？梢钥闯?，當(dāng)采用轉(zhuǎn)子電壓補償控制時，RSC能夠輸出與轉(zhuǎn)子反電動勢負序分量相位相同的補償電壓，且幅值達到r_max。未加補償時，RSC的輸出電壓由滑?？刂破鳙@得，由于其對負序分量的調(diào)節(jié)能力有限，RSC的輸出電壓存在滯后，且幅值往往不能達到r_max。通過對比可以看出，兩種控制策略下轉(zhuǎn)子電流均出現(xiàn)負序分量，但采用補償控制策略時，其幅值明顯減小。因此，當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生嚴重不對稱故障時，采用轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略能夠有效抑制轉(zhuǎn)子電流沖擊，增強DFIG的LVTR能力。

圖4電網(wǎng)嚴重故障時轉(zhuǎn)子側(cè)矢量圖

3.2 控制策略的實現(xiàn)

所提出的控制策略的控制框圖如圖5所示。該控制策略由RSC滑模控制器和轉(zhuǎn)子電壓補償兩部分組成?；？刂茖φ蚍至窟M行調(diào)節(jié)，實現(xiàn)DFIG輸出功率的解耦控制。轉(zhuǎn)子電壓補償控制在電網(wǎng)故障時抑制轉(zhuǎn)子電流負序分量和暫態(tài)分量。圖中，下標(biāo)和分別代表兩相靜止坐標(biāo)系和兩相同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系。

圖5轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略框圖

由于該控制策略的控制目標(biāo)是抑制轉(zhuǎn)子電流負序分量和暫態(tài)分量，因此僅對rαβ2和rαβn進行補償。得到補償電壓為

式中：rαβ2和rαβn由式(8)和式(9)獲得；c1和c2分別為rαβn和rαβ2的補償系數(shù)，其值在0~1之間。

最終，得到轉(zhuǎn)子調(diào)制電壓為

式中，rαβ_SMC為滑?？刂频妮敵鲭妷?。經(jīng)過SVPWM調(diào)制后，實現(xiàn)對DFIG的控制。

為補償轉(zhuǎn)子電動勢負序分量，需要對定子電壓進行正負序分解。本文采用文獻[14]提出的快速正負序分解方法，其原理如圖6所示，其中為系統(tǒng)角頻率，為延遲角度。該方法僅僅需要簡單的代數(shù)和延時運算，且最快可在一個采樣周期內(nèi)完成正負序分解。因此采用該方法可以實現(xiàn)對轉(zhuǎn)子電動勢快速精準(zhǔn)的補償，提高控制算法的動態(tài)響應(yīng)性能和控制效果。

圖6快速正負序分解

綜上所述，所提出的轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略將補償電壓直接加在轉(zhuǎn)子側(cè)控制器的輸出電壓上，控制結(jié)構(gòu)簡單。快速正負序分解的引入提高了系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)性能。整個控制策略僅需要對定子電壓進行正負序分解，簡化了系統(tǒng)的設(shè)計。當(dāng)電網(wǎng)故障時，該控制策略能快速響應(yīng)轉(zhuǎn)子側(cè)電動勢的變化，因而能夠有效抑制轉(zhuǎn)子電流波動。

3.3 轉(zhuǎn)子電壓完全補償范圍

RSC的補償能力與其電壓輸出范圍有關(guān)，當(dāng)采用SVPWM調(diào)制算法時，RSC輸出線電壓的最大有效值為[15]

電網(wǎng)不對稱故障時，轉(zhuǎn)子繞組反電動勢最大值為正序分量、負序分量和暫態(tài)分量的絕對值之和。由式(9)可知，暫態(tài)分量正比于定子暫態(tài)磁鏈，其幅值與故障類型和故障時刻有關(guān)[1]，本文僅考慮其幅值最大的情況：

由式(7)~式(9)可得轉(zhuǎn)換到轉(zhuǎn)子側(cè)的轉(zhuǎn)子繞組反電動勢最大值為

式中：t為轉(zhuǎn)子繞組與定子繞組的變比[15]；=|s2|/|s1|為不對稱故障時的電網(wǎng)電壓的不平衡度。

采用表1中所示的參數(shù)，根據(jù)式(21)和式(23)可得電網(wǎng)不對稱故障時RSC的完全補償范圍如圖7所示。圖中實線為不同電網(wǎng)電壓不平衡度下的轉(zhuǎn)子繞組反電動勢，虛線為RSC能夠提供的最大輸出電壓。虛線以下的部分即為RSC的完全補償范圍，即采用轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略時，理論上可以完全消除轉(zhuǎn)子電流的一倍頻波動和二倍頻波動。

可以看出，電網(wǎng)不對稱故障時，RSC的完全補償范圍是有限的。提高直流側(cè)電壓可以拓寬RSC的完全補償范圍，提高DFIG的低電壓穿越能力。

表1 仿真系統(tǒng)參數(shù)

圖7不平衡電網(wǎng)電壓下RSC的完全補償范圍

4 ?仿真研究

為驗證本文所提出的控制策略，建立了風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)仿真模型，系統(tǒng)的參數(shù)如表1所示。為了進行對比，設(shè)計了兩種控制算法：算法(1)采用未加補償?shù)幕？刂疲惴?2)采用轉(zhuǎn)子電壓補償控制。

4.1 電網(wǎng)輕度故障

本文定義圖7中虛線以下范圍內(nèi)的故障為輕度故障，即電網(wǎng)故障時的轉(zhuǎn)子繞組反電動勢小于RSC所能提供的最大勵磁電壓。

仿真開始時，DFIG以轉(zhuǎn)速1.1 p.u.運行，定子輸出有功功率為0.9 p.u.。=0.25 s時DFIG定子A相電壓跌落至0.8 p.u.，造成7%的定子電壓不平衡度。故障持續(xù)500 ms。補償系數(shù)c1和c2取1。采用未加補償?shù)幕？刂撇呗院娃D(zhuǎn)子電壓補償控制策略的仿真結(jié)果分別如圖8(a)和圖8(b)所示。

圖8電網(wǎng)輕度不對稱故障時的仿真結(jié)果

由圖7可知，電壓跌落導(dǎo)致的轉(zhuǎn)子反電動勢在RSC的完全補償范圍之內(nèi)。從圖8(a)可以看出，未加補償時，DFIG各電磁量均出現(xiàn)了一倍頻波動和二倍頻波動。加入補償后，轉(zhuǎn)子電流、定子電流、有功功率和無功功率的一倍頻脈動和二倍頻脈動基本得到消除，僅存在十分微小的波動。這是由于轉(zhuǎn)子電壓補償指令需要經(jīng)過RSC的調(diào)制才能作用到轉(zhuǎn)子側(cè)，這不可避免地會出現(xiàn)延時。電磁轉(zhuǎn)矩的一倍頻和二倍頻波動依然存在，但與未加補償相比，波動幅值明顯減小。

由前面的分析可知，不加補償時，轉(zhuǎn)子側(cè)控制器不能產(chǎn)生足夠的勵磁電壓對轉(zhuǎn)子電流自由分量和負序分量進行有效的抑制。從圖8可以看出，未加補償時的RSC調(diào)制電壓(坐標(biāo)系下，即rd和rq)較小。加入補償電壓以后，rd和rq幅值增大，但沒有超過輸出電壓最大值，與理論分析的結(jié)果一致。

4.2 電網(wǎng)嚴重故障

電網(wǎng)故障前，DFIG以轉(zhuǎn)速0.8 p.u.運行，定子輸出有功功率為0.5 p.u.。=0.25時電網(wǎng)發(fā)生A相短路故障，導(dǎo)致DFIG定子A相電壓跌落至0.2 p.u.，故障持續(xù)625 ms。為便于比較，在仿真過程中保護裝置始終不動作。采用未加補償?shù)幕？刂撇呗院娃D(zhuǎn)子電壓補償控制策略的仿真結(jié)果分別如圖9(a)和圖9(b)所示。

電網(wǎng)嚴重故障時，轉(zhuǎn)子側(cè)控制器的控制目標(biāo)是減小轉(zhuǎn)子電流沖擊，保證DFIG的不脫網(wǎng)運行。從圖9可以看出，加入補償后，轉(zhuǎn)子電流幅值被限制在2 p.u.以內(nèi)。定子電流、定子有功功率和無功功率、電磁轉(zhuǎn)矩的振蕩幅值也得到了明顯的抑制。進入穩(wěn)態(tài)后，由負序分量引起的轉(zhuǎn)子電流、定子電流、有功功率和無功功率、電磁轉(zhuǎn)矩的二倍頻波動也得到了明顯的減小。由于加入了補償電壓，轉(zhuǎn)子輸出電壓明顯增大，達到飽和，與理論分析的結(jié)果一致。

4.3 DFIG故障穿越范圍

當(dāng)采用轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略時，本文以轉(zhuǎn)子電流不超過2 pu為限，測試了DFIG在不同輸出有功功率和無功功率時的故障穿越范圍，如圖10所示。圖中曲面以下部分為DFIG的安全運行區(qū)域，曲面以上部分為非安全運行區(qū)域，此時必須采取其他措施才能保證DFIG的不脫網(wǎng)運行。隨著DFIG輸出有功功率和無功功率的增加，DFIG的安全運行范圍減小，這是由于隨著DFIG輸出有功功率的增大，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速升高，故障時產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子繞組反電動勢就越大。此外，故障時DFIG輸出的有功功率和無功功率越大，轉(zhuǎn)子電流穩(wěn)態(tài)幅值就越大，轉(zhuǎn)子穩(wěn)態(tài)電流與暫態(tài)電流疊加，更容易引起過流。

圖10 電網(wǎng)不對稱故障下DFIG的穿越范圍

5 ?結(jié)論

本文在分析了電網(wǎng)不對稱故障時DFIG的電磁暫態(tài)過程的基礎(chǔ)上，提出一種電網(wǎng)電壓不對稱跌落時的轉(zhuǎn)子電壓補償控制策略。可以得出以下結(jié)論：

(1)?電網(wǎng)輕度故障時，該控制策略可有效抑制轉(zhuǎn)子電流的一倍頻波動和二倍頻波動；

(2)?電網(wǎng)嚴重故障時，該控制策略可最大限度地減小轉(zhuǎn)子電流沖擊，增強DFIG的低電壓穿越能力；

(3)?所提出的控制策略對定子電流、定子有功功率和無功功率、電磁轉(zhuǎn)矩的一倍頻波動和二倍頻波動也能起到很好的控制效果；

(4)?根據(jù)RSC的輸出電壓容量，對補償控制策略的完全補償范圍進行了分析。指出了提高直流側(cè)電壓有利于提高DFIG的低電壓穿越能力。

[1] LOPEZ J, GUBIA E, SANCHIS P, et al. Wind turbines based on doubly fed induction generator under asymmetrical voltage dips[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2008, 23(1): 321-330.

[2] 鄭濤, 魏占朋, 李娟, 等. 計及撬棒保護的雙饋風(fēng)電機組不對稱短路電流特性分析[J]. 電力系統(tǒng)保護與控制, 2014, 42(2): 7-12.

ZHENG Tao, WEI Zhanpeng, LI Juan, et al. Unsymmetrical short circuit current analysis of doubly fed induction generators with crowbar protection[J]. Power System Protection and Control, 2014, 42(2): 7-12.

[3] 何山, 王維慶, 張新燕, 等. 雙饋風(fēng)力發(fā)電機多種短路故障電磁場仿真研究[J]. 電力系統(tǒng)保護與控制, 2013, 41(12): 41-46.

HE Shan, WANG Weiqing, ZHANG Xinyan, et al. Simulation study of multiple short-circuit fault electromagnetic field about DFIG in wind power[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(12): 41-46.

[4] XU L, WANG Y. Dynamic modeling and control of DFIG-based wind turbines under unbalanced network conditions[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2007, 22(1): 314-323.

[5] 胡勝, 林新春, 康勇, 等. 一種雙饋風(fēng)力發(fā)電機在電網(wǎng)電壓不平衡條件下的改進控制策略[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2011, 26(7): 21-29.

HU Sheng, LIN Xinchun, KANG Yong, et al. An improved control strategy of doubly-fed induction generator under grid voltage unbalance[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2011, 26(7): 21-29.

[6] 胡家兵, 賀益康, 王宏勝. 不平衡電網(wǎng)電壓下雙饋感應(yīng)發(fā)電機轉(zhuǎn)子側(cè)變換器的比例–諧振電流控制策略[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2010, 30(6): 48-56.

HU Jiabing, HE Yikang, WANG Hongsheng.Proportional- resonant current control scheme for rotor-side converter of doubly-fed induction generators under unbalanced network voltage conditions[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(6): 48-56.

[7] 楊淑英, 陳劉偉, 孫燈悅, 等. 非對稱電網(wǎng)故障下的雙饋風(fēng)電機組低電壓穿越暫態(tài)控制策略[J]. 電力系統(tǒng)自動化, 2014, 38(18): 13-19.

YANG Shuying, CHEN Liuwei, SUN Dengyue, et al. LVRT transient compensation strategy for doubly fed wind turbines under asymmetrical grid faults[J]. Automation of Electric Power Systems, 2014, 38(18): 13-19.

[8] XIAO S, YANG G, ZHOU H, et al. An LVRT control strategy based on flux linkage tracking for DFIG-based WECS[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2013, 60(7): 2820-2832.

[9] HAO Zhenghang, YAO Zhiqing, LI Shaohua, et al. The contribution of double-fed wind farms to transient voltage and damping of power grids[J].Tehnicki Vjesnik, 2015, 22(1): 43-49.

[10] LOPEZ J, SANCHIS P, GUBIA E, et al. Control of doubly fed induction generator under symmetrical voltage dips[C] // IEEE International Symposium on Industrial Electronics, IEEE, 2008: 2456-2462.

[11] 朱鑫, 劉俊勇, 劉洋, 等. 基于滑模變結(jié)構(gòu)的含不平衡負荷微電網(wǎng)控制策略研究[J]. 電力系統(tǒng)保護與控制, 2015, 41(6): 25-32.

ZHU Xin, LIU Junyong, LIU Yang, et al.Study of micro- grid control strategy contained unbalanced load based on sliding-mode variable structure[J]. Power System Protection and Control, 2015, 41(6): 25-32.

[12] 孫宜標(biāo), 楊雪, 夏加寬. 采用魯棒微分器的永磁直線同步電機二階滑?？刂芠J]. 中國電機工程學(xué)報, 2007, 27(33): 6-10.

SUN Yibiao, YANG Xue, XIA Jiakuan. Second order sliding mode control for PMLSM using robust differentiator[J]. Proceedings of the CSEE, 2007, 27(33): 6-10.

[13] ZHU Xiaorong, LIU Shipeng, WANG Yi. Second-order sliding-mode control of DFIG-based wind turbines[C] // IET Renewable Power Generation Conference, IET, 2014: 1-6.

[14] LIANG Y. A new time domain positive and negative sequence component decomposition algorithm[C] // IEEE Power Engineering Society General Meeting, IEEE, 2003: 1638-1643.

[15] HU J, HE Y. DFIG wind generation systems operating with limited converter rating considered under unbalanced network conditions ——analysis and control design[J]. Renewable Energy, 2011, 36(2): 829-847.

(編輯 周金梅)

A control strategy of DFIG under unbalanced voltage dips

ZHU Xiaorong, LIU Shipeng

(State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources (North China Electric Power University), Baoding 071003, China)

Compared with symmetrical voltage fault, the electromagnetic transient process of the doubly fed wind generator (DFIG) under asymmetrical fault is more complex, which causes much harm to the DFIG. The immediate cause of the appearance of pulsation second order component in the rotor current and other variables of the DFIG is analyzed by analyzing the electromagnetic transient process in DFIG during unbalanced grid dips. According to this analysis, a rotor voltage compensation control strategy is proposed to eliminate the rotor current pulsation under slight voltage dip and to reduce the over-current in the rotor circuit under serious voltage dips. Under the proposed control strategy, the AC terminal voltage of the rotor side converter (RSC) is controlled to compensate the DC and negative sequence components of the electromotive force. The complete compensation range is analyzed according to the limited AC terminal voltage of the RSC. Simulation results validate the proposed control strategy.

doubly fed induction generators; unbalanced voltage dips; low voltage ride through; rotor voltage compensation; sliding mode control

10.7667/PSPC151020

2015-06-18；

2015-07-20

朱曉榮(1972-)，女，博士，副教授，研究方向為新能源發(fā)電及并網(wǎng)技術(shù)、電力系統(tǒng)分析等；E-mail:?xiaorongzhu@ ncepu.edu.cn

劉世鵬(1990-)，男，通信作者，碩士研究生，研究方向為新能源發(fā)電及并網(wǎng)技術(shù)。E-mail:?liushipeng90@foxmail.com