寧日紅，羅英和，李含霜

（1.廣西電力職業(yè)技術學院 電力工程學院，廣西 南寧 530007；2.桂林理工大學南寧分校，廣西 桂林 541004）

雙饋感應風力發(fā)電機（doubly fed induction generator，DFIG）具有風能轉換率高、轉換器容量小、有功功率和無功功率解耦控制等優(yōu)點，逐步取代恒速恒頻風力發(fā)電機，成為風電市場的主流模式[1-3]。但由于DFIG自身結構的特點，使其對電網(wǎng)電壓故障尤為敏感，若機組大規(guī)模脫網(wǎng)，會嚴重影響電網(wǎng)的安全運行。對于電網(wǎng)電壓跌落時的低電壓穿越技術，目前已有大量文獻對此進行研究并取得了一定的研究成果[4-8]，然而，用于電網(wǎng)電壓浪涌的高電壓穿越（high voltage ride through，HVRT）技術尚未得到足夠的重視。我國目前還沒有相關的高電壓穿越準則，但一些發(fā)達國家已有明確的相關標準，澳大利亞并網(wǎng)導則要求在電壓上升至1.3（標幺值）時，風電機組應并網(wǎng)運行60 ms，并且能夠提供足夠大的故障恢復電流，且900 ms后恢復到1.1（標幺值）[9]。

為了分析HVRT的瞬態(tài)過程，在文獻[9]中給出了電網(wǎng)電壓上升時雙饋風力發(fā)電機的運行特性，但沒有詳細分析電磁過渡過程。文獻[10-11]分析了電網(wǎng)電壓上升時DFIG的電磁暫態(tài)過程，得出影響HVRT的運行因素；文獻[12]比較了電網(wǎng)電壓上升和下降時的電磁轉換過程。對于高電壓穿越的控制策略，文獻[13]通過并網(wǎng)逆變器提高故障期間變流器的可控性，防止能量倒灌而引起過電壓和過電流現(xiàn)象的發(fā)生。文獻[14]從系統(tǒng)源網(wǎng)協(xié)調的角度提出一種動態(tài)無功補償裝置主∕輔協(xié)調控制策略來降低風機高電壓脫網(wǎng)事故。文獻[15-16]根據(jù)有功功率和無功功率的關系，提出系統(tǒng)無功調節(jié)的高電壓穿越控制策略。以上文獻都從不同的角度對高電壓穿越的暫態(tài)過程進行分析并提出相應的控制策略，但都沒有給出直流母線過電壓的具體分析和從定子磁鏈動態(tài)變化對功率外環(huán)影響的角度提出相應的控制策略。

針對以上問題，本文從轉子側和網(wǎng)側兩方面分析了雙饋風力發(fā)電機電網(wǎng)電壓驟升時的暫態(tài)過程，給出轉子過流和直流母線過電壓的原因；在此基礎上，與傳統(tǒng)研究不同，在轉子電壓方程中只考慮定子磁鏈的動態(tài)變化，而忽略了其對功率外環(huán)的影響，提出考慮定子磁鏈的動態(tài)變化對功率外環(huán)的影響，增加前饋補償分量，改善RSC（rotor side converter）的控制策略；為抑制直流母線電壓波動，以GSC（grid side converter）輸入功率和輸出功率相平衡為出發(fā)點，提出GSC的改進控制策略。仿真結果表明，改進的控制策略可以降低高電壓穿越中轉子電流和直流母線電壓的波動幅度，具有相對較好的瞬態(tài)響應。

1 DFIG數(shù)學模型

DFIG的定子和轉子側采用電機慣例，其數(shù)學模型為

式中：Us，Ur，Is，Ir，Ψs，Ψr分別為定子和轉子的電壓、電流、磁鏈矢量；Rs，Rr，Ls，Lr分別為定、轉子電阻和電感；Lm為定轉子間互感；ω1，ωr，ωsl分別為同步旋轉角速度、轉子旋轉角速度、滑動角速度；p為微分算子。

由式（2）可得以定、轉子磁鏈表示的電流方程為

電網(wǎng)電壓故障前(t≤0)，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行，此時。忽略Rs，通過式（1）獲得的定子磁鏈初始值為

根據(jù)功率表達式可知定子電流初值為

式中：P(0),Q(0)分別為定子側有功功率和無功功率的初值。

聯(lián)立式（1）和式（3），轉子磁通和轉子電壓的初始值為

2 DFIG暫態(tài)全過程分析

2.1 定子磁鏈

假設t=0電網(wǎng)電壓急劇上升，電壓上升至(1+d)Us，忽略Rs，Ψs方程為

求解上述微分方程，得：

由Ψs(0)=Us∕jω1，可得定子磁鏈旋轉分量的幅值Cs1為

根據(jù)式（9）和式（10），在電網(wǎng)電壓上升之后，定子磁鏈為

當t=t1電網(wǎng)電壓恢復時，Ψs的動態(tài)分析類似于電網(wǎng)電壓浪涌的瞬態(tài)過程，Ψs和恢復過程中定子磁鏈旋轉分量的幅值Cs2為

從式（11）～式（13）可知，暫態(tài)全過程中定子磁鏈為

2.2 轉子磁鏈

在電網(wǎng)電壓上升之后，假設Crowbar保護立即投入運行，忽略其延遲，并且轉子側換流器被封鎖，此時：

式中：Rcb為撬棒電阻。

將式（3）中的轉子電流代入式（15），可知Ψr微分方程為

求解上述微分方程得：

t=t1時，電網(wǎng)電壓恢復，撬棒保護退出運行，此時Ψr的微分方程為

轉子磁鏈的動態(tài)分析類似于電網(wǎng)電壓降的瞬態(tài)過程，即Ψr為

從式（17）和式（19）可知，暫態(tài)全過程中轉子磁鏈為

2.3 換流器

雙饋風力發(fā)電機的背靠背換流器的拓撲結構如圖1所示，圖1中C為直流母線電容器；Udc為直流母線電壓；ic為直流母線電流；Pg，Pr為網(wǎng)側和轉子側的有功功率。直流母線上的功率關系為

圖1 DFIG換流器拓撲結構Fig.1 Converter topology of doubly fed wind generator

系統(tǒng)穩(wěn)定運行時，由于σLr很小，且在Lm≈Ls時有：Pg=Pr，直流母線電壓恒定；電網(wǎng)電壓驟升會對轉子電壓產生影響，進而影響換流器的功率流動，使其出現(xiàn)動態(tài)響應。電網(wǎng)電壓對稱驟升時：

式中：下標d，q分別為旋轉坐標系下的d，q軸分量。將式（22）、式（23）代入式（21），在忽略σLr這一較小項，且認為Lm≈Ls時得：

從式（24）可以看出，當電網(wǎng)電壓上升時，轉子繞組中定子磁鏈的瞬態(tài)衰減分量引起的瞬態(tài)衰減電動勢影響轉子側的功率，RSC和GSC之間的功率流是不平衡的，導致DC總線電壓波動。

3 控制策略改進

3.1 改進轉子側變流器控制策略

電網(wǎng)電壓正常時，Ψsq=0，usd=0，認為Lm≈Ls，根據(jù)式（2）可得定、轉子電流關系為

電網(wǎng)電壓驟升故障時定子磁鏈發(fā)生變化，此時Ψsq≠0，usd≠0，定子有功功率和無功功率變?yōu)?/p>

對比式（26）和式（27）可知，考慮電網(wǎng)電壓驟升時定子磁鏈的動態(tài)變化，有功功率和無功功率在傳統(tǒng)控制策略上分別增加了usd(Ψsd∕Ls-ird),usdirq；電網(wǎng)電壓正常時，這兩項為零，但在電網(wǎng)電壓驟升時，Ψsq≠ 0，usd≠ 0，這兩項不能簡單忽略。

因此，考慮定子磁鏈的動態(tài)變化對功率外環(huán)的影響，將usd(Ψsd∕Ls-ird)和usdirq作為功率外環(huán)的前饋補償分量對傳統(tǒng)矢量控制策略進行改進，改進的RSC控制策略如圖2所示。

圖2 RSC控制框圖Fig.2 Control diagram of RSC

3.2 改進電網(wǎng)側變流器控制策略

直流母線電壓的穩(wěn)定是實現(xiàn)HVRT的必要條件，傳統(tǒng)控制策略下，電網(wǎng)電壓驟升造成直流母線電壓大幅度波動，在嚴重的情況下，電網(wǎng)側轉換器失去控制，這導致失去對轉子側激勵的控制。因此，非常有必要為GSC提出改進的控制策略。

網(wǎng)側采用電網(wǎng)電壓定向的矢量控制，即同步旋轉坐標系d軸定于us方向上，此時ugd=us，ugq=0，直流母線上電流為

從式（28）可以看出，轉子側的電流改變并且DC總線電壓偏離原始設定點，這又導致DC總線電壓和設定點之間的偏差增加。此時，DC側電容器將其存儲的能量釋放到轉子側。當轉子側的電流突然減小時，GSC提供的能量大于轉子側消耗的能量，并且剩余的能量流到DC側電容器以對其充電。因此，輸入和輸出能量的不平衡導致DC總線電壓的波動。當電容器的容量小時，電壓波動將更大，甚至超過DC總線電壓允許波動范圍。根據(jù)控制理論的知識，可以增加前饋項，以消除轉子側電流干擾對系統(tǒng)的影響，并確保流入直流母線電容器的電流為零。此時，電網(wǎng)輸出功率等于DC總線輸出功率，這抑制了DC總線電壓的波動。因此，電網(wǎng)功率上升下的GSC控制策略基于輸入功率和輸出功率之間的平衡。此時，式（28）如下式：

從式（29）～式（31）可以看出，前饋分量被加到GSC電壓外環(huán)的輸出端，即=Udcidcr∕(kus)。通過前饋電流改變電流內環(huán)的參考值，以增加DC總線電壓調節(jié)的速度并保持總線電壓的基本穩(wěn)定性。DFIG的GSC控制框圖如圖3所示。

圖3 DFIG的GSC控制框圖Fig.3 Control diagram of GSC of DFIG

圖3中，直流母線電壓通過PI調節(jié)器和前饋分量的輸出作為網(wǎng)側輸入d軸電流的參考值，以此改進網(wǎng)側控制策略。

4 仿真分析

圖4所示的仿真系統(tǒng)框圖建立在Matlab∕Simulink仿真平臺上，額定功率為1.5 MW，定子額定線電壓為575 V，額定頻率為50 Hz，定子電阻為0.008 14（標幺值），轉子電阻為0.006 5（標幺值），定子漏感為0.186（標幺值），轉子漏感為0.173（標幺值），定子和轉子間的互感為2.9（標幺值）；GSC中Kp=10，Ki=100；RSC中Kp=5，Ki=100；由于慣性較大，在模擬中，風速被認為是恒定的并且恒定在11 m∕s。

圖4 雙饋風電場仿真系統(tǒng)圖Fig.4 Simulation system diagram of doubly fed wind farm

圖5和圖6為電網(wǎng)電壓在3 s時突升至1.3（標幺值），并在100 ms后故障恢復，使用傳統(tǒng)控制策略和改進控制策略的DFIG瞬態(tài)響應波形。

圖5 傳統(tǒng)控制策略下DFIG瞬態(tài)響應Fig.5 DFIG transient response under traditional control strategy

在改進的轉子側變流器功率外環(huán)和帶有前饋補償分量的電網(wǎng)側變流器電壓外環(huán)的控制策略中，轉子電流峰值由1.55（標幺值）下降到1.35（標幺值），轉子電流得到有效控制，且轉子電流恢復至穩(wěn)定運行的時間由0.3 s縮短至0.1 s，改進控制策略下，轉子電流沖擊幅度顯著降低，且故障恢復速度加快；從直流母線電壓可以看出，DC總線上電壓突然上升的幅度也減小了0.4（標幺值）；從定子電流的波形可以看出，定子電流峰值由2.5（標幺值）下降到1.1（標幺值），定子電流波動幅度減小，且故障消除后定子電流受到抑制，但是在電網(wǎng)電壓大幅波動的情況下，需要使用其他控制策略來完成HVRT。

圖6 改進控制策略下DFIG瞬態(tài)響應Fig.6 DFIG transient response under improved control strategy

5 結論

本文詳細地分析了電網(wǎng)電壓突升至恢復過程的DFIG磁鏈變化，給出定、轉子磁鏈表達式；從轉子側和網(wǎng)側兩方面分析了DFIG電網(wǎng)電壓驟升時的暫態(tài)過程，給出轉子過電流、直流母線過電壓的原因；在此基礎上，考慮定子磁鏈動態(tài)變化對電源外環(huán)影響，增加前饋補償分量，改善了RSC的控制策略；為了抑制直流母線電壓波動，以GSC輸入功率與輸出功率相平衡為出發(fā)點，提出GSC的改進控制策略。改進的控制策略可以顯著降低HVRT中轉子電流和直流母線電壓的波動范圍，并具有更好的瞬態(tài)響應。