永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越時的有功和無功協(xié)調(diào)控制

李和明 董淑惠 王 毅 任亞釗

（新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)） 保定 071003）

1 引言

隨著風(fēng)力發(fā)電在電網(wǎng)穿透率的不斷增加，風(fēng)電機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行對電網(wǎng)的影響[1-3]已不容忽視。近期由于并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組不具備低電壓穿越能力而引發(fā)的多次大規(guī)模風(fēng)電脫網(wǎng)事故，已影響到電網(wǎng)的正常運(yùn)行。因此，并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越問題亟待解決[4]，尤其對于已并網(wǎng)的不具備低電壓穿越能力的風(fēng)電機(jī)組，急需可靠并經(jīng)濟(jì)的改造方案。而對已具備低電壓穿越能力的風(fēng)電機(jī)組，還應(yīng)提高其對電網(wǎng)的動態(tài)無功支持能力，從而穩(wěn)定電網(wǎng)故障情況下的并網(wǎng)點(diǎn)電壓，避免因電網(wǎng)無功重新分配或晶閘管控制電抗器（Thyristor Controlled Reactor, TCR）脫網(wǎng)時電壓波動引起的高電壓穿越等問題。

目前，關(guān)于風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的低電壓穿越研究大多針對雙饋型風(fēng)電機(jī)組，需采用主動式或被動式Crowbar來避免風(fēng)機(jī)變流器的過電壓和過電流，雖然可以滿足并網(wǎng)準(zhǔn)則對低電壓穿越的要求，但存在以下固有問題：

（1）雙饋電機(jī)變?yōu)椴皇芸氐漠惒桨l(fā)電機(jī)運(yùn)行后，穩(wěn)定運(yùn)行的轉(zhuǎn)速范圍受最大轉(zhuǎn)差率所限而變小，若變槳系統(tǒng)未能快速限制捕獲的機(jī)械轉(zhuǎn)矩，仍很容易導(dǎo)致轉(zhuǎn)速飛升。

（2）由于Crowbar動作前后，發(fā)電機(jī)的勵磁分別由變流器和電網(wǎng)提供，兩種狀態(tài)的切換會在低電壓穿越過程中對電網(wǎng)造成無功沖擊。

（3）即使在低電壓穿越過程中，網(wǎng)側(cè)變流器保持聯(lián)網(wǎng)，受其容量限制，提供的無功功率主要供給異步發(fā)電機(jī)建立磁場，而對系統(tǒng)的無功支持很弱[5-8]。

通過全功率變流器并網(wǎng)的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組，如永磁直驅(qū)同步發(fā)電機(jī)組（Permanent Magnet Synchronous Generator, PMSG），已被證實(shí)在低電壓穿越特性方面更具優(yōu)勢[9,10]。其實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越的關(guān)鍵問題在于維持變流器直流環(huán)節(jié)電容電壓的穩(wěn)定[11]。而通過穩(wěn)定直流電壓實(shí)現(xiàn)PMSG風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越的研究方案主要有：通過在直流側(cè)安裝卸荷電路消納多余的能量[12]；在直流側(cè)安裝儲能裝置，如超級電容等，快速吞吐有功功率[13,14]；并聯(lián)輔助變流器增加直流側(cè)功率的輸出通道[15,16]。上述方法均需增加外部硬件電路，增加了變流器的體積及成本；并且在電網(wǎng)電壓跌落時，網(wǎng)側(cè)變流器處于限流狀態(tài)，無法對電網(wǎng)提供動態(tài)的無功支持；在低電壓穿越前后，網(wǎng)側(cè)變流器在直流電壓控制和限流控制之間的切換會造成直流電壓的波動。

本文主要研究全功率變流器并網(wǎng)的永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組在電網(wǎng)故障穿越時的有功和無功協(xié)調(diào)控制，從而提高其低電壓穿越能力，并對電網(wǎng)提供動態(tài)支持。文中首先分析PMSG風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)變流器的傳統(tǒng)控制策略，研究電網(wǎng)電壓跌落引起直流側(cè)電壓波動的原因及Crowbar保護(hù)原理；在此基礎(chǔ)上提出一種適用于全功率變流器并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組的新型控制方案，該方案無需外加Crowbar電路，采用機(jī)側(cè)變流器控制直流側(cè)電壓，而有功和無功的協(xié)調(diào)控制由網(wǎng)側(cè)變流器完成；并從理論上分析所提出控制方法對風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速變化的影響；最后，在基于Matlab/Simulink構(gòu)建的PMSG風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)仿真模型上對所提控制方法進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。

2 PMSG的數(shù)學(xué)模型及控制策略

圖1為采用雙PWM變流器并網(wǎng)的永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組結(jié)構(gòu)框圖。PMSG傳統(tǒng)控制策略是通過機(jī)側(cè)變流器實(shí)現(xiàn)最大風(fēng)能跟蹤；通過網(wǎng)側(cè)變流器實(shí)現(xiàn)直流側(cè)電壓的穩(wěn)定調(diào)節(jié)和單位功率因數(shù)控制；當(dāng)電網(wǎng)電壓跌落時，通過Crowbar保護(hù)電路消納多余能量，實(shí)現(xiàn)PMSG的低電壓穿越。

圖1 永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)結(jié)構(gòu)框圖Fig.1 Schematic diagram of a PMSG-based wind generation system

2.1 機(jī)側(cè)變流器的控制策略

PMSG在 dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的矢量數(shù)學(xué)模型為

式中，ωe為轉(zhuǎn)子的電角速度；Vs、Is分別為定子電壓、電流矢量；ψs、ψf分別為定子磁鏈?zhǔn)噶俊⑥D(zhuǎn)子永磁體在定子中感應(yīng)的磁鏈?zhǔn)噶?；Ls_d、Ls_q分別為定子 d軸和 q軸電感；Rs為定子電阻；Te、Ps、Qs分別為PMSG的電磁轉(zhuǎn)矩、定子側(cè)有功、無功功率；p為PMSG的極對數(shù)。

忽略定子電阻及定子磁鏈變化，將同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系的d軸定向在定子磁鏈?zhǔn)噶可?，由式?）可得PMSG定子側(cè)有功、無功和電磁轉(zhuǎn)矩方程為

由式（2）可知，通過分別控制定子電流的d軸分量Is_d和q軸分量Is_q，實(shí)現(xiàn)PMSG機(jī)組的有功功率和無功功率的解耦控制。

圖2 機(jī)側(cè)變流器控制策略結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Control diagram of the generator-side converter

2.2 網(wǎng)側(cè)變流器的控制策略

圖4為全功率變流器在dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下矢量等效電路。由圖4可知，全功率變流器的電壓、功率方程為

圖3 PMSG最大功率跟蹤曲線Fig.3 Maximum power point tracking curve of PMSG

圖4 全功率變流器的矢量等效電路Fig.4 Equivalent circuits of a ful-scale frequency converter

式中，Vg、Ig分別為網(wǎng)側(cè)電壓、電流矢量；Vc為網(wǎng)側(cè)變流器交流側(cè)輸出電壓矢量；Rc、Lc分別為網(wǎng)側(cè)濾波電抗器的等效電阻、電感；C、Vdc分別為直流側(cè)電容、直流側(cè)電壓；Pg、Qg分別為網(wǎng)側(cè)有功、無功功率。

忽略電阻Rc及電感Lc的電磁暫態(tài)，采用電網(wǎng)電壓定向的矢量控制策略，由式（3）可得 PMSG網(wǎng)側(cè)變流器有功、無功功率方程為

由式（4）可知，通過對網(wǎng)側(cè)電流d軸分量Ig_d和q軸分量Ig_q的分別控制，實(shí)現(xiàn)PMSG網(wǎng)側(cè)變流器功率解耦控制。

傳統(tǒng)控制策略通常采用網(wǎng)側(cè)變流器實(shí)現(xiàn)直流電壓控制及單位功率因數(shù)控制，控制結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 網(wǎng)側(cè)變流器控制策略結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Control diagram of the grid-side converter

3 電壓跌落時直流電壓波動及抑制原理

由圖1可知，風(fēng)電機(jī)組捕獲的機(jī)械功率為Pm，PMSG輸出的電磁功率Ps經(jīng)機(jī)側(cè)變流器后饋入直流側(cè)，網(wǎng)側(cè)變流器通過控制直流電壓的恒定送入電網(wǎng)的有功功率為Pg。在穩(wěn)態(tài)并忽略損耗的情況下，Pm=Ps=Pg，轉(zhuǎn)速和直流電壓均保持穩(wěn)定。

系統(tǒng)發(fā)生擾動后，由式（4）可知，電網(wǎng)電壓的跌落與恢復(fù)引起Vg變化、而系統(tǒng)側(cè)的功率振蕩及變流器的限流控制等因素引起Ig變化，從而導(dǎo)致PMSG網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率Pg不穩(wěn)定。由于全功率變流器的隔離作用，風(fēng)電機(jī)組仍工作于最大功率跟蹤狀態(tài)，由圖3最大功率跟蹤控制曲線可知，機(jī)側(cè)變流器有功輸出Ps僅取決于轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速，由于風(fēng)電機(jī)組慣性較大，在電網(wǎng)擾動過程中Ps變化不大，因而捕獲的風(fēng)電功率并未因電壓跌落而變化。此時Ps≠Pg，即直流側(cè)功率無法平衡。由式（3）可得，PMSG直流側(cè)電容器的充放電功率為

由上式可知，功率的不平衡將導(dǎo)致直流電壓抬升及劇烈波動而影響其穩(wěn)定運(yùn)行。

為抑制直流電壓的波動，實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越，傳統(tǒng)控制方案通常需要在直流側(cè)安裝卸荷電路（如Crowbar保護(hù)電路）消納多余的能量。實(shí)際上，若能在電網(wǎng)出現(xiàn)擾動時利用機(jī)側(cè)變流器及時控制調(diào)節(jié)PMSG功率輸出，保持Ps=Pg，則直流電壓波動也能得到有效抑制。而此時，系統(tǒng)功率的不平衡將轉(zhuǎn)變?yōu)镻MSG的機(jī)械功率Pm和電磁功率Ps的不平衡，這引起發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速變化[18]，即

式中，ΔPe為PMSG有功變化量；ωe為PMSG轉(zhuǎn)子的電角速度；JP為PMSG的轉(zhuǎn)動慣量。

由上述分析可知，在電網(wǎng)擾動的動態(tài)過程中，若將變流器能量不平衡轉(zhuǎn)化為PMSG旋轉(zhuǎn)動能的變化，則可使直流電壓波動轉(zhuǎn)化為轉(zhuǎn)速的波動。將式（5）和式（6）在相同時間段Tk內(nèi)積分，在同樣的功率不平衡情況下，引起的轉(zhuǎn)速變化和直流電壓變化之間的關(guān)系為

式中，ωe0、ωe1分別為PMSG在Tk時間段前后的電角速度；Vdc_N為直流電壓額定值。將式（7）轉(zhuǎn)換為標(biāo)幺值形式，則可得

式中，ωe_N為PMSG的額定轉(zhuǎn)速；Ec為電容額定電壓時儲存的電能；Ek為PMSG額定轉(zhuǎn)速時儲存的動能。

在電網(wǎng)發(fā)生擾動后，由于變流器限流或輸出功率振蕩，PMSG輸出的電磁功率無法和捕獲的風(fēng)功率相平衡。式（8）反映了在相同的不平衡功率作用下引起的電機(jī)轉(zhuǎn)速變化和電容直流電壓變化的關(guān)系。通常風(fēng)電機(jī)組的機(jī)械儲能Ek遠(yuǎn)大于電容器儲能Ec[19]，由式（8）可知，若 PMSG的功率不平衡由機(jī)械儲能系統(tǒng)承擔(dān)，此時所引起的轉(zhuǎn)速波動會遠(yuǎn)小于由直流電容承擔(dān)不平衡功率時引起的電壓波動。并且變槳系統(tǒng)調(diào)節(jié)機(jī)械功率Pm限制轉(zhuǎn)速，從而使PMSG在故障擾動過程中具有更好的穩(wěn)定性。為使不平衡功率只作用在機(jī)械系統(tǒng)而不影響直流電壓，需要對變流器的傳統(tǒng)控制策略進(jìn)行優(yōu)化。

4 PMSG的新型低電壓穿越控制策略

4.1 系統(tǒng)的控制結(jié)構(gòu)

圖6為本文所提永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的新型控制策略圖，其中機(jī)側(cè)變流器控制直流電壓及發(fā)電機(jī)交流電壓，而網(wǎng)側(cè)變流器實(shí)現(xiàn)最大功率跟蹤控制及系統(tǒng)側(cè)的無功與電壓控制。在該控制策略中，直流電壓在電網(wǎng)故障擾動前后始終由不受電網(wǎng)故障干擾的機(jī)側(cè)變流器控制，穩(wěn)定性更好；由于輸出有功與無功功率的控制同在網(wǎng)側(cè)變流器中完成，易于在故障穿越過程中對其協(xié)調(diào)控制；該控制策略無需增加直流卸荷電路。

圖6 基于轉(zhuǎn)子儲能方式的變流器控制策略圖Fig.6 Control diagrams of full-scale converter based on rotor energy storage

網(wǎng)側(cè)變流器通過判斷電網(wǎng)電壓Vg實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)有功和無功功率的協(xié)調(diào)控制。如圖6b所示，當(dāng)電網(wǎng)電壓正常時，為有功優(yōu)先的最大功率跟蹤控制，即在對有功和無功電流限幅時，首先滿足有功電流；當(dāng)電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落時，由于網(wǎng)側(cè)變流器的限流作用，若繼續(xù)執(zhí)行有功優(yōu)先控制，則網(wǎng)側(cè)變流器僅處于功率限幅狀態(tài)，無法對系統(tǒng)提供無功支持，因此采用無功優(yōu)先控制。在網(wǎng)側(cè)變流器輸出的有功電流控制環(huán)節(jié)加入限流控制，防止有功電流突變所引起的直流側(cè)電容充放電電流的突變，從而有效抑制因網(wǎng)側(cè)變流器工作模式切換而引起的直流電壓的波動。

風(fēng)電機(jī)組在電壓跌落過程中只是對系統(tǒng)提供一定的無功支持，并不能使并網(wǎng)點(diǎn)電壓恢復(fù)到額定值，因此不再采用PI控制，而是根據(jù)電網(wǎng)電壓跌落的幅度調(diào)節(jié)網(wǎng)側(cè)變流器的無功電流，改善電壓跌落情況，進(jìn)而提高風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越能力。國網(wǎng)公司的并網(wǎng)技術(shù)規(guī)范要求總裝機(jī)容量在百萬千瓦級規(guī)模及以上的風(fēng)電場群，當(dāng)電力系統(tǒng)發(fā)生三相短路故障引起電壓跌落時，每個風(fēng)電場在低電壓穿越過程中風(fēng)電場注入電力系統(tǒng)的動態(tài)無功電流為

式中，Vg為風(fēng)電場并網(wǎng)點(diǎn)電壓標(biāo)幺值；IN為風(fēng)電場額定電流。無功優(yōu)先控制時的無功電流根據(jù)式（9）計算得到。

4.2 系統(tǒng)的工作原理

圖7為基于轉(zhuǎn)子儲能方式實(shí)現(xiàn)PMSG低電壓穿越控制策略的工作原理。如圖7所示，以9m/s風(fēng)速為例，PMSG運(yùn)行在最大功率跟蹤狀態(tài)，運(yùn)行點(diǎn)穩(wěn)定在最大功率跟蹤曲線上的A點(diǎn)，輸出有功功率為PA；當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生電壓跌落故障時，網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率受限，限幅值為Plim，風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行點(diǎn)由A點(diǎn)切換到O點(diǎn)，有功輸出鉗位在Plim。采用機(jī)側(cè)變流器實(shí)現(xiàn)變流器直流電壓的穩(wěn)定，將變流器兩端的功率不平衡轉(zhuǎn)移到PMSG的轉(zhuǎn)子上，促使轉(zhuǎn)子加速儲存動能，風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行點(diǎn)由O點(diǎn)切換到B點(diǎn)。當(dāng)電網(wǎng)電壓恢復(fù)后，網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率限幅值恢復(fù)到其額定值PN，風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行點(diǎn)由 B點(diǎn)切換至 C點(diǎn)；此時發(fā)電機(jī)的輸出功率PC大于風(fēng)力機(jī)的機(jī)械功率Pm，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子減速，釋放動能，風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行點(diǎn)由C點(diǎn)沿最大功率跟蹤曲線Popt移動到A點(diǎn)，恢復(fù)至故障前的穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。

圖7 基于轉(zhuǎn)子儲能方式實(shí)現(xiàn)低電壓穿越的工作原理Fig.7 Principle of achieving low voltage ride through based on the rotor energy storage

根據(jù)式（6）可得

式中，t0為電網(wǎng)故障發(fā)生時刻；Tk為電網(wǎng)故障持續(xù)時間；ωe0和ωe1分別為故障發(fā)生前后轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速。

當(dāng)額定風(fēng)速時，網(wǎng)側(cè)變流器輸出額定功率PN，此時電網(wǎng)發(fā)生電壓跌落故障，最不利于風(fēng)電系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。若電網(wǎng)電壓跌落深度為額定電壓的100%，則網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率的限幅值Plim為0。在這種極端情況下的故障持續(xù)時間Tk內(nèi)，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的變化量可表示為

由式（11）可知，在整個故障持續(xù)時間內(nèi)，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的變化可表示為

慣性時間常數(shù)H的定義為

將式（13）代入式（12）可得

風(fēng)力機(jī)慣性時間常數(shù)Hturb的典型取值范圍是3.0～6.0s，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子慣性時間常數(shù)Hgen的典型取值范圍是0.4～0.8s[18]。由式（14）可知，采用基于轉(zhuǎn)子儲能方式實(shí)現(xiàn)低電壓穿越的過程中，發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子增速的極限范圍為 4%～8%，并且風(fēng)力機(jī)變槳調(diào)節(jié)系統(tǒng)可在轉(zhuǎn)子超速時及時限制轉(zhuǎn)速，因此該方法不會引起太大的轉(zhuǎn)速波動及過速保護(hù)動作。

5 系統(tǒng)仿真驗(yàn)證

本文基于 Matlab/Simulink搭建了直驅(qū)式永磁同步風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的仿真模型，通過與基于Crowbar保護(hù)電路的傳統(tǒng)低電壓穿越方法的對比，驗(yàn)證本文所提出低電壓控制策略的動態(tài)性能及對風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速的影響。仿真系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖8所示，風(fēng)電機(jī)組和電網(wǎng)參數(shù)見下表。

圖8 永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)仿真結(jié)構(gòu)圖Fig.8 Structure diagram of the grid-connected PMSG-based wind generation system

表 風(fēng)電系統(tǒng)仿真參數(shù)Tab. Parameters of PMSG-based wind power system

通過該仿真系統(tǒng)，對兩種控制方式下的低電壓穿越和高電壓穿越分別作了仿真研究。電網(wǎng)在 2s時發(fā)生電壓跌落故障，電壓跌落深度為額定電壓的80%，持續(xù)時間為0.625s；在4~5s期間電網(wǎng)電壓抬升15%。仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9a和圖9b分別為在電網(wǎng)電壓擾動后，在傳統(tǒng)變流器控制策略下基于Crowbar的低電壓穿越方式和本文所提出有功和無功協(xié)調(diào)控制策略下基于轉(zhuǎn)子儲能的低電壓穿越控制方式的動態(tài)響應(yīng)對比，包括電網(wǎng)電壓Vabc、電網(wǎng)電流Iabc、風(fēng)力機(jī)捕獲的機(jī)械功率Pm、機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)變流器有功功率Ps和Pg、發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速ωe、網(wǎng)側(cè)變流器的有功電流和無功電流Id、Iq和變流器直流側(cè)電壓Vdc。

圖9 兩種控制策略下PMSG低電壓穿越的動態(tài)響應(yīng)對比Fig.9 The comparison of PMSG low voltage ride through dynamic responses in both control strategies

由圖9a可知，當(dāng)電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落故障時，在基于Crowbar的傳統(tǒng)控制策略下，網(wǎng)側(cè)變流器進(jìn)入限流模式，輸出有功Pg下降至 20%，并且由于Id限幅已不能再控制直流電壓；故障期間機(jī)側(cè)變流器仍處于最大功率跟蹤控制狀態(tài)，PMSG捕獲的機(jī)械功率Pm和機(jī)側(cè)變流器有功Ps均未發(fā)生變化，從而引起直流側(cè)電容兩端功率不平衡，造成直流電壓Vdc升高，觸發(fā)Crowbar電路中功率開關(guān)動作來維持直流側(cè)電壓的穩(wěn)定。電網(wǎng)電壓恢復(fù)后，網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功輸出Pg恢復(fù)至故障前的水平，并退出限流狀態(tài)恢復(fù)對直流電壓的控制作用，但在與Crowbar切換控制直流電壓過程中，會引起直流電壓Vdc的短暫跌落，之后迅速穩(wěn)定在額定值。在低電壓穿越過程中，由于網(wǎng)側(cè)變流器已處于限流狀態(tài)，并全部為有功分量Id，并未對電網(wǎng)起到無功支持的作用，并網(wǎng)點(diǎn)電壓的跌落情況沒有得到改善，跌落幅度仍為額定值的80%。

由圖9b可知，在本文所提出的有功和無功協(xié)調(diào)控制策略下，電網(wǎng)電壓跌落發(fā)生后，網(wǎng)側(cè)變流器進(jìn)入限流模式而不再進(jìn)行最大功率跟蹤控制，輸出有功功率Pg受限；機(jī)側(cè)變流器通過限制 PMSG的有功輸出Ps，抑制直流電壓波動，實(shí)現(xiàn)直流側(cè)電壓Vdc的穩(wěn)定；而此時功率的不平衡體現(xiàn)為PMSG機(jī)械功率Pm與電磁功率Ps的不平衡，引起轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速ωe加速，轉(zhuǎn)子儲存了低電壓穿越過程中的不平衡能量。由于風(fēng)電機(jī)組的機(jī)械儲能能力遠(yuǎn)大于電容器儲能能力，該仿真算例在電壓跌落期間，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速增加幅度約為額定轉(zhuǎn)速的 3%。在電壓恢復(fù)后，網(wǎng)側(cè)變流器重新運(yùn)行于最大功率跟蹤狀態(tài)，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速逐漸降至故障前水平，從而釋放了所存儲的電壓跌落過程未輸出的能量ΔP，而對于Crowbar方式這部分能量則完全被消耗掉；由于機(jī)側(cè)變流器一直處于直流電壓控制狀態(tài)，因而直流電壓Vdc波動較小。在電網(wǎng)電壓跌落過程中，雖然網(wǎng)側(cè)變流器也處于限流狀態(tài)，但通過無功功率優(yōu)先控制，此時以輸出無功電流為主，根據(jù)式（9），Iq=0.9(pu)，對電網(wǎng)電壓提供動態(tài)支持，電網(wǎng)電壓跌落幅度由原來的 80%減小到了70%，電網(wǎng)電壓跌落情況得到改善。在4s之后，電網(wǎng)電壓抬升15%，此時網(wǎng)側(cè)變流器切換為無功優(yōu)先控制模式，通過吸收無功電流（Iq=1.1(pu)）將電壓調(diào)整到安全運(yùn)行范圍內(nèi)（Vg=1.03(pu)），雖然有功輸出Pg略有減小，但可有效避免風(fēng)電機(jī)組因過電壓而脫網(wǎng)。

6 結(jié)論

本文提出了一種適合永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越功能的新型控制策略。該控制策略采用機(jī)側(cè)變流器控制直流電壓，網(wǎng)側(cè)變流器進(jìn)行最大功率跟蹤控制，從而將電壓跌落過程中功率不平衡使電容電壓升高的電磁暫態(tài)問題轉(zhuǎn)化為使電機(jī)轉(zhuǎn)速升高的機(jī)電暫態(tài)問題，利用風(fēng)機(jī)的慣性儲能來進(jìn)行低電壓穿越；并可根據(jù)電網(wǎng)電壓對有功和無功進(jìn)行協(xié)調(diào)控制，以提高在電壓跌落和抬升時風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行的穩(wěn)定性。該控制策略除無需增加外部硬件電路，還具有以下優(yōu)點(diǎn)：

（1）在低電壓穿越過程中，有效利用轉(zhuǎn)子儲能減小有功損失。

（2）電網(wǎng)電壓跌落前后，機(jī)側(cè)變流器一直處于直流電壓控制狀態(tài)，而不存在變流器與Crowbar的控制切換，直流電壓波動更小。

（3）通過有功和無功的協(xié)調(diào)控制，還可有效對電網(wǎng)擾動時無功潮流調(diào)整和無功補(bǔ)償裝置中的TCR脫網(wǎng)等引起的高電壓進(jìn)行穿越。

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