直驅(qū)式永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)低電壓穿越的控制策略研究

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(kāi)發(fā)與利用也越來(lái)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(kāi)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(kāi)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(guò)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(jiàn)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(guò)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(guò)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(guò)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(jiàn)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(guò)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(guò)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(guò)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(guò)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(guò)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(guò)前饋補(bǔ)償?shù)姆绞絹?lái)消除耦合項(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(guò)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(guò)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(guò)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(guò)額定轉(zhuǎn)速，則實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。當(dāng)轉(zhuǎn)速超過(guò)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(guò)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(guò)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(guò)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(guò)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(guò)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(guò)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。

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