直驅(qū)永磁發(fā)電機(jī)組低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略

0直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略在第25條軌道上，新能源和可支配能源一直是戰(zhàn)略新興產(chǎn)業(yè)的重要組成部分。在這種大背景下,我國的風(fēng)電總裝機(jī)容量將進(jìn)一步增加。隨著風(fēng)力發(fā)電在電網(wǎng)供電中所占的比例逐漸提高,當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障或擾動引起風(fēng)電場并網(wǎng)點的電壓跌落時,在一定的電壓跌落范圍內(nèi),風(fēng)電機(jī)組能夠不間斷并網(wǎng)運行的能力,即低電壓穿越能力,受到了越來越多的關(guān)注。與雙饋風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)相比,直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)(permanentmagnetsynchronousgenerator,PMSG)省去了齒輪箱,系統(tǒng)中無電刷和滑環(huán),提高了系統(tǒng)的可靠性和發(fā)電效率。大量的直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組并網(wǎng)運行后,如果不具備低電壓穿越能力,當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障后,風(fēng)力發(fā)電機(jī)組大面積脫網(wǎng),將對電網(wǎng)的穩(wěn)定造成巨大的影響。目前,已有文獻(xiàn)針對直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的低電壓穿越運行能力進(jìn)行了分析研究[7,8,9,10,11,12,13,14]。文獻(xiàn)[7-11]提出,電網(wǎng)電壓跌落時通過網(wǎng)側(cè)變流器運行在STATCOM模式對電網(wǎng)進(jìn)行無功支撐,或在直流側(cè)并聯(lián)卸荷電阻、儲能裝置等構(gòu)成直流側(cè)Crowbar保護(hù)電路提高直驅(qū)型風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越能力。文獻(xiàn)[12-13]提出了一種減少發(fā)電機(jī)出力和槳距角控制相結(jié)合的控制方法。因槳距角響應(yīng)速度較慢,對跌落較深、持續(xù)時間較長的電網(wǎng)電壓跌落,此方法的低電壓穿越效果不理想。文獻(xiàn)提出了一種將發(fā)電機(jī)減出力、卸荷電阻和槳距角控制相結(jié)合的控制方法,直流側(cè)電容電壓超過其上限,卸荷電阻即投入運行,此方法過分依賴卸荷電阻去消耗多余的功率,對設(shè)備的散熱性能提出了較高的要求。本文在綜合已有低電壓穿越方法的基礎(chǔ)上,提出一種新的直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略。此低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略將減少發(fā)電機(jī)出力,將卸荷電阻控制及槳距角控制相結(jié)合,以避免發(fā)電機(jī)超速和直流側(cè)電容過電壓為原則,通過各個控制器的協(xié)調(diào)配合,實現(xiàn)低電壓穿越功能。該控制策略僅在發(fā)電機(jī)超過安全轉(zhuǎn)速時才投入卸荷電阻消耗多余功率,減少卸荷電阻的使用頻率;監(jiān)測發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速和直流電容電壓,當(dāng)轉(zhuǎn)速和電壓超過閾值時,控制器快速做出響應(yīng),避免發(fā)電機(jī)超速和直流電容過電壓,提高設(shè)備的運行安全性。1最大風(fēng)能捕獲曲線在直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中,風(fēng)力機(jī)將捕獲的風(fēng)能轉(zhuǎn)化成轉(zhuǎn)動勢能去帶動永磁發(fā)電機(jī)工作。風(fēng)力機(jī)捕獲的風(fēng)能的大小跟發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速和槳距角有著很密切的關(guān)系。風(fēng)力機(jī)從空氣中捕獲的風(fēng)能方程為其中:式中:ρ為空氣的密度,kg/m3;R為風(fēng)力機(jī)葉片半徑,m;vw為風(fēng)速,m/s;Cp為風(fēng)能利用系數(shù);β為葉片的槳距角;λ為風(fēng)力機(jī)葉尖速比;ω為風(fēng)力機(jī)的轉(zhuǎn)速,rad/s。在風(fēng)速vw和空氣密度ρ不變的情況下,由式(1)—(4)可知,風(fēng)力機(jī)所捕獲的風(fēng)能只和發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速有關(guān),即某風(fēng)速下風(fēng)力機(jī)只有運行在特定的轉(zhuǎn)速下才可以獲得最大的風(fēng)能。將不同風(fēng)速時風(fēng)力機(jī)能捕獲最大風(fēng)能的轉(zhuǎn)速值連線,得到的就是此風(fēng)力機(jī)的最大風(fēng)能捕獲曲線。最大風(fēng)能捕獲曲線可以通過風(fēng)力機(jī)的數(shù)學(xué)模型直接計算或通過試驗的方法進(jìn)行確定。為了保證曲線的準(zhǔn)確性,通常分別對風(fēng)力機(jī)運行狀態(tài)的啟動區(qū)、最大風(fēng)能捕獲區(qū)、恒轉(zhuǎn)速區(qū)和恒功率輸出區(qū)進(jìn)行試驗去獲得最優(yōu)風(fēng)能給定曲線。風(fēng)力機(jī)輸出功率和發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速關(guān)系曲線如圖1所示。圖中:曲線Pmax為通過試驗方法得到最大的風(fēng)能捕獲曲線;vw1—vw4為風(fēng)速;ωs為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速。2直接驅(qū)動電磁體的控制策略2.1發(fā)電機(jī)的電磁扭矩發(fā)電機(jī)側(cè)變流器實現(xiàn)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速的控制。永磁同步發(fā)電機(jī)的電壓方程可寫成:式中:usd、usq和isd、isq分別為發(fā)電機(jī)出口電壓和電流的d軸、q軸分量;Ld、Lq、Rs分別為定子d軸、q軸電感和定子電阻;ωs為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速;ψf為永磁磁通。永磁同步發(fā)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩方程為式中p0為發(fā)電機(jī)極對數(shù)。在直驅(qū)永磁發(fā)電機(jī)中,永磁體磁鏈和定子極對數(shù)都是固定不變的,且對于徑向式轉(zhuǎn)子磁路結(jié)構(gòu)有Ld=Lq,因此電磁轉(zhuǎn)矩不受isd的影響,發(fā)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩方程可寫為機(jī)側(cè)變流器采用基于磁鏈定向的雙閉環(huán)控制,如圖2所示。圖中:發(fā)電機(jī)d軸參考電流isdref等于零;q軸控制發(fā)電機(jī)輸出有功功率Ps;分為正常模式(端口1)和故障模式(端口2),其中正常模式下,發(fā)電機(jī)發(fā)出有功功率的參考功率Pnref由最大功率點跟蹤(maximumpowerpointtracking,MPPT)模塊得到的最大風(fēng)能給定值Pref決定;故障模式下,Pnref由Pref和電網(wǎng)電壓共同決定,具體關(guān)系見式(8)。式中:ug為電網(wǎng)電壓有效值;ugref為電網(wǎng)電壓有效值目標(biāo)量。2.2無功解耦控制d軸電壓分量ugd網(wǎng)側(cè)的脈寬調(diào)制(pulsewidthmodulation,PWM)變流器實現(xiàn)發(fā)電機(jī)組的單位功率因數(shù)運行和直流側(cè)電容電壓的穩(wěn)定控制。在d-q同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下,網(wǎng)側(cè)變流器輸出的有功功率和無功功率為式中:ugd、ugq分別為電網(wǎng)電壓的d軸、q軸分量;igd、igq分別為電網(wǎng)電流的d軸、q軸分量;Pg和Qg分別為網(wǎng)側(cè)變流器輸入到電網(wǎng)的有功功率和無功功率。經(jīng)電網(wǎng)電壓矢量定向,d軸電壓分量ugd=ug,q軸電壓分量ugq=0,則有功功率和無功功率又可以表示為這樣即實現(xiàn)了有功和無功的解耦控制,有功功率僅和d軸電流有關(guān),無功功率僅和q軸電流有關(guān)。網(wǎng)側(cè)變流器控制框圖如圖3所示。d軸外環(huán)以直流側(cè)電容電壓udcref為目標(biāo)量,通過跟直流電容電壓udc進(jìn)行比較,經(jīng)比例-積分(proportionalintegral,PI)控制器PI4輸出d軸電流給定值。q軸分為單位功率因數(shù)運行模式(端口1)和STATCOM(端口2)運行模式。穩(wěn)態(tài)情況下,網(wǎng)側(cè)變流器運行在單位功率因數(shù)模式,注入電網(wǎng)的無功功率Qg為0,即只往電網(wǎng)注入有功功率;暫態(tài)情況下,網(wǎng)側(cè)變流器切換到STATCOM模式,此模式下無功電流優(yōu)先,可以快速向電網(wǎng)提供無功功率支持,穩(wěn)定機(jī)端電壓。使用式(11)對有功電流進(jìn)行限制,得到有功電流參考值igdref2,與原外環(huán)回路PI控制輸出的有功電流參考值igdref1比較后,取較小值作為d軸內(nèi)環(huán)有功電流參考值igdref,實現(xiàn)無功電流igqref和有功電流參考值igdref的重新分配。式中imax為變流器電流額定值。2.3低電壓穿越能力通過增加直流側(cè)卸荷電路,在電網(wǎng)電壓發(fā)生故障時,可以有效地防止直流側(cè)過電壓,保護(hù)直流側(cè)電容,相比于控制方法的改進(jìn),增加卸荷電路可以更大程度提高機(jī)組的低電壓穿越能力。卸荷電阻控制策略如圖4所示,控制器通過判斷發(fā)電機(jī)輸出有功Ps和系統(tǒng)輸入到電網(wǎng)有功Pg的差值ΔP來得到卸荷電阻的觸發(fā)信號。為防止ΔP作為判斷條件時控制不夠快,而導(dǎo)致直流側(cè)電容電壓Udc快速上升,卸荷電阻電路控制選擇Udc作為輔助的判斷條件,來實現(xiàn)卸荷電阻的及時投入。當(dāng)卸荷電阻由不平衡功率ΔP或直流側(cè)電容電壓Udc觸發(fā)投入工作后,直到卸荷電阻本次動作退出都只以使其投入運行的條件作為判斷依據(jù),防止兩種判斷條件產(chǎn)生交錯影響。2.4試驗壓全過程風(fēng)能捕獲系數(shù)槳距角控制是在發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速高于其額定轉(zhuǎn)速時投入運行,以減少風(fēng)力機(jī)捕獲的風(fēng)能,降低風(fēng)力對系統(tǒng)的沖擊。當(dāng)電網(wǎng)電壓跌落時,通過增大槳距角來減小風(fēng)能捕獲系數(shù)Cp,以減小風(fēng)力機(jī)捕獲風(fēng)能,減小直流側(cè)電容上因電網(wǎng)電壓跌落出現(xiàn)的不平衡功率,從而減少制動電阻的功率耗散,進(jìn)一步保證系統(tǒng)穩(wěn)定。槳距角控制策略如圖5所示。圖中把發(fā)電機(jī)的機(jī)械轉(zhuǎn)速和其額定轉(zhuǎn)速的差值經(jīng)過PI控制,得到槳距角的目標(biāo)量βref,然后再通過槳距角伺服系統(tǒng)得到槳距角β。3低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落時,網(wǎng)側(cè)變流器為了維持直流電壓不變會增大輸出電流,但變流器熱容量有限,網(wǎng)側(cè)電流被限制在額定電流以下,系統(tǒng)傳輸有功功率的能力下降。但發(fā)電機(jī)發(fā)出的有功功率保持不變,直流側(cè)電容上的輸入和輸出有功會出現(xiàn)不平衡,導(dǎo)致電容電壓上升。若減少發(fā)電機(jī)發(fā)出的有功功率,直流電容上的不平衡功率轉(zhuǎn)由發(fā)電機(jī)承擔(dān),發(fā)電機(jī)通過提高轉(zhuǎn)速暫時儲存這部分多余的功率。針對以上結(jié)論,將減少發(fā)電機(jī)出力、卸荷電阻和槳距角控制協(xié)調(diào)使用,進(jìn)一步提高系統(tǒng)的低電壓穿越能力。圖6為本文提出的低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略流程圖。圖中:ω0為發(fā)電機(jī)的額定轉(zhuǎn)速;ωmax為發(fā)電機(jī)的安全轉(zhuǎn)速;Udcmax為直流電容電壓上限;Pt為卸荷電阻的動作閾值。當(dāng)電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落時,網(wǎng)側(cè)變流器切換至STATCOM模式,向網(wǎng)側(cè)發(fā)出無功功率,幫助電網(wǎng)電壓恢復(fù)。為防止直流電容過電壓,減出力控制器投入運行,減少發(fā)電機(jī)發(fā)出有功功率。由于風(fēng)力機(jī)輸入機(jī)械功率Pm不能突變,此時發(fā)電機(jī)的機(jī)械轉(zhuǎn)矩大于電磁轉(zhuǎn)矩,發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速上升,系統(tǒng)的不平衡功率轉(zhuǎn)化為發(fā)電機(jī)的動能。如果發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速ωs在故障期間始終沒有超過額定轉(zhuǎn)速ω0,系統(tǒng)實現(xiàn)低電壓穿越;如果ωs＞ω0,槳距角控制器投入運行,通過增大槳距角減少風(fēng)能的捕獲去降低發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速ωs;如果發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速持續(xù)升高并超過安全轉(zhuǎn)速ωmax,即表示發(fā)電機(jī)已經(jīng)不能承擔(dān)多余的不平衡功率,減出力控制器退出,此時電網(wǎng)電壓仍未恢復(fù),系統(tǒng)輸送有功功率的能力仍受故障限制,不平衡功率再次累積至直流電容,導(dǎo)致直流側(cè)電容電壓Udc上升。若不平衡有功功率ΔP大于卸荷電阻動作的閾值Pt,或者Udc大于直流電容電壓上限Udcmax,卸荷電阻投入,將多余的功率通過卸荷電阻消耗掉,當(dāng)ΔP＜Pt且Udc＜Udcmax,卸荷電阻退出。4模擬分析4.1故障發(fā)生的仿真結(jié)果為了驗證本文提出的低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略的有效性,本文基于PSCAD/EMTDC對電網(wǎng)電壓不同深度跌落的2個算例進(jìn)行仿真。仿真系統(tǒng)參數(shù)見表1。故障前風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)運行在額定風(fēng)速下,以單位功率因數(shù)狀態(tài)運行,故障設(shè)置為機(jī)端發(fā)生三相對稱電壓跌落故障。在4s時機(jī)端發(fā)生三相對稱電壓跌落故障,故障持續(xù)時間為1s,5s時電壓恢復(fù)。故障期間電網(wǎng)電壓由0.690kV跌落至0.552kV,跌落深度為20%,仿真結(jié)果見圖7。故障發(fā)生后,在STATCOM模式的作用下,網(wǎng)側(cè)變流器輸出無功功率Qg增長至0.24Mvar,電網(wǎng)電壓ug上升至0.590kV,如圖7(a)和7(b)所示。故障發(fā)生后系統(tǒng)輸送有功能力下降,Pg減少至1.20MW,如圖7(c)所示。直流側(cè)電容上輸入和輸出有功功率的差值瞬間增大,從圖7(d)可以看出,故障發(fā)生后直流電壓Udc有一個上沖。發(fā)電機(jī)的減功率控制器檢測到機(jī)端電壓跌落后,發(fā)電機(jī)輸出有功Ps減少至1.20MW,響應(yīng)時間為30ms左右,如圖7(e)所示。從圖7(f)和7(g)可以看出,故障發(fā)生后發(fā)電機(jī)機(jī)械轉(zhuǎn)矩Tm大于電磁轉(zhuǎn)矩Te,發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速ωs升高,直流側(cè)電容上的多余功率轉(zhuǎn)化為發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)動勢能。當(dāng)ωs超過額定轉(zhuǎn)速ω0,槳距角控制器投入,減少風(fēng)力機(jī)捕獲的風(fēng)能,減輕發(fā)電機(jī)所承擔(dān)的不平衡功率,如圖7(h)所示。由圖7(d)和圖7(i)可以看出,卸荷電阻投入的2個條件均不滿足,所卸荷電阻沒有被投入。4.2發(fā)電機(jī)減功率控制器在4s時機(jī)端發(fā)生三相對稱電壓跌落故障,5s時故障消失。故障期間電網(wǎng)電壓由0.690kV跌落至0.345kV,跌落深度為50%,仿真結(jié)果見圖8。故障發(fā)生后,在STATCOM模式的作用下電網(wǎng)電壓上升至0.41kV,故障發(fā)生后輸入到電網(wǎng)的有功功率Pg減少至0.75MW。發(fā)電機(jī)的減功率控制器根據(jù)電網(wǎng)電壓跌落深度減少發(fā)電機(jī)發(fā)出有功功率Ps至0.75MW。此時發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速ωs開始升高,過剩功率由發(fā)電機(jī)承擔(dān),當(dāng)ωs超過ω0,槳距角控制器投入。4.5s時控制器檢測到發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速ωs超過發(fā)電機(jī)的安全轉(zhuǎn)速,發(fā)電機(jī)已不能承擔(dān)故障引起的過剩功率,發(fā)電機(jī)發(fā)出有功給定值Pnref重新由最優(yōu)風(fēng)能跟蹤曲線決定,發(fā)電機(jī)發(fā)出有功Ps恢復(fù)至1.5MW,減出力控制器退出。多余的不平衡功率再次由直流電容承擔(dān),如圖8(i)所示,此時Ps和Pg的差值△P大于卸荷電阻控制器的閾值Pt,卸荷電阻投入消耗△P。4.8s左右,機(jī)械轉(zhuǎn)矩Tm開始小于電磁轉(zhuǎn)矩Te,ωs開始下降。故障切除后,Pg恢復(fù)至1.5MW,△P＜Pt,卸荷電阻電路退出。7s時ωs重新穩(wěn)定在額定轉(zhuǎn)速,槳距角控制器退出。在電網(wǎng)電壓深度跌落時,由于卸荷電阻的投入,發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速沒有超過安全轉(zhuǎn)速,在協(xié)調(diào)控制策略的作用下,直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組同樣實現(xiàn)低電壓穿越。5電網(wǎng)電壓全過程仿真本文從能量的角度對直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)發(fā)生電網(wǎng)電壓跌