雙饋風電變流器中間電壓優(yōu)化控制策略的研究

，，，

（南車株洲電力機車研究所有限公司，湖南株洲 412001）

1 引言

隨著風力發(fā)電技術(shù)的快速發(fā)展，風力發(fā)電已從最初的恒速恒頻發(fā)電向更加高效利用風能的變速恒頻發(fā)電轉(zhuǎn)變［1-2］，變速恒頻風電機組已成為風電發(fā)展的主流機型，風力發(fā)電中的變流控制技術(shù)則是最為核心的技術(shù)。

目前，雙饋風力發(fā)電系統(tǒng)控制策略的研究還局限在控制算法的原理和實現(xiàn)上［3-5］，對變流器的實際應(yīng)用安全的提高研究很少。由于風力發(fā)電機組經(jīng)常安裝在高海拔等惡劣環(huán)境下，對變流器的絕緣水平要求就更高。

本文通過降低變流器直流母線電壓的方法，提高了風電機組抗電網(wǎng)波動能力和環(huán)境適應(yīng)能力，降低了變流器核心器件IGBT的疲勞損傷，對變流器的運行穩(wěn)定性、故障率和使用壽命都有很大益處。利用PSIM7.1軟件搭建了1.65 MW雙饋發(fā)電機及變流器仿真模型，并進行了仿真研究，在1.65 MW風電機組全功率試驗臺上進行了實驗驗證。仿真和實驗結(jié)果都證明當電網(wǎng)電壓和轉(zhuǎn)子電壓變化時，中間直流母線電壓能夠按所述控制策略變化，因此驗證了這種控制方式的有效性和可行性，對DFIG風電機組實際運行具有相當重要的實際應(yīng)用價值。

2 變流器的基本理論模型

2.1 網(wǎng)側(cè)變流器的數(shù)學模型

在同步旋轉(zhuǎn)dq坐標系下，網(wǎng)側(cè)PWM變換器的數(shù)學模型可表示為［6］

式中：Ud，Uq分別為電網(wǎng)電壓的d軸和q軸分量；id，iq分別為輸入電流d軸和q軸分量；Sd，Sq分別為開關(guān)函數(shù)的d軸和q軸分量。

當坐標系的d軸定向于電網(wǎng)電壓矢量時，網(wǎng)側(cè)PWM從電網(wǎng)吸收的有功功率和無功功率分別為

式（2）、式（3）表明，當Pg大于零時網(wǎng)側(cè)PWM變換器工作于整流狀態(tài)，從電網(wǎng)吸收能量；Pg小于零時網(wǎng)側(cè)PWM變換器處于逆變狀態(tài)，能量從直流側(cè)回饋到電網(wǎng)。Qg大于零時網(wǎng)側(cè)PWM變換器呈容性，從電網(wǎng)吸收超前的無功；Qg小于零時網(wǎng)側(cè)PWM變換器呈感性，從電網(wǎng)吸收滯后的無功。所以電流矢量的d，q軸分量id和iq實際上分別代表了網(wǎng)側(cè)變換器的有功電流分量和無功電流分量。

2.2 機側(cè)變流器的數(shù)學模型

為了研究DFIG系統(tǒng)的控制方法，首先要在同步旋轉(zhuǎn)坐標系下建立DFIG系統(tǒng)的數(shù)學模型。按電動機慣例，同步旋轉(zhuǎn)坐標系下DFIG的電壓方程為

磁鏈方程為

式中：Us，Ur分別為定、轉(zhuǎn)子電壓矢量；Is，Ir分別為定、轉(zhuǎn)子電流矢量；Ψs，Ψr分別為定、轉(zhuǎn)子磁鏈矢量；Rs，Rr分別為定、轉(zhuǎn)子電阻；Ls，Lr分別為定、轉(zhuǎn)子繞組全自感，Ls=Lsσ+Lm，Lr=Lrσ+Lm，Lsσ，Lrσ，Lm分別為定子漏感、轉(zhuǎn)子漏感和定、轉(zhuǎn)子間的互感；ωl為同步電角速度；ωs為滑差角速度，ωs=ωl-ωr，ωr為轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)電角速度。

在d-q坐標系下其電壓方程為

3 網(wǎng)側(cè)和機側(cè)變流器的控制原理

3.1 網(wǎng)側(cè)變流器控制原理

在雙饋風力發(fā)電系統(tǒng)中，網(wǎng)側(cè)變流器的控制目標主要有以下幾點［7］：1）保證直流側(cè)電壓的恒定且具有良好的動態(tài)響應(yīng)能力；2）確保并網(wǎng)時網(wǎng)側(cè)的輸入量為正弦，功率因數(shù)接近1，即實現(xiàn)單位功率因數(shù)整流和單位功率因數(shù)逆變。

基于上述控制目標，同時滿足雙饋發(fā)電機無功功率的要求，把網(wǎng)側(cè)的電壓、電流經(jīng)過坐標變換后，對電壓進行矢量定向，使2個軸上的電流分量id，iq分別控制網(wǎng)側(cè)的有功功率和無功功率，只需要控制id的正負即可實現(xiàn)有功功率的雙向流動，控制iq可以控制無功功率，就能達到上述要求。dq軸電流分量id，iq就是變流器有功電流、無功電流的分量，調(diào)節(jié)id，iq就能夠做到分別控制網(wǎng)側(cè)PWM變流器吸收的有功功率和無功功率，從而達到有功和無功的解耦目的。對直流母線電壓控制可以使用電壓調(diào)節(jié)器的輸出d軸分量電流的給定值，它反映網(wǎng)側(cè)變流器輸入有功電流的大小，同時根據(jù)功率因數(shù)和d軸分量電流的給定值，得到q軸電流的給定值。

3.2 機側(cè)變流器控制原理

雙饋感應(yīng)發(fā)電機作為機電轉(zhuǎn)換元件，按照給定控制目標實現(xiàn)定子側(cè)有功和無功的解耦控制：

1）其有功功率的控制目標是通過調(diào)節(jié)發(fā)電機的輸出功率，利用電磁轉(zhuǎn)矩與機械轉(zhuǎn)矩的不平衡來調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速也就是風力機轉(zhuǎn)速，使風力機能夠按照設(shè)計曲線運行；

2）目前雙饋感應(yīng)風電機組的無功功率控制模式主要有恒功率因數(shù)控制模式和恒電壓控制模式。恒功率因數(shù)控制模式是指控制風電機組的無功功率，使風電機組按規(guī)定的功率因數(shù)運行。恒電壓控制模式是指根據(jù)系統(tǒng)無功功率的需要，調(diào)節(jié)風電機組的無功功率，使系統(tǒng)電壓穩(wěn)定在設(shè)定值。由于風能豐富的地方，地理位置往往比較偏遠，電網(wǎng)架構(gòu)比較薄弱。因此雙饋感應(yīng)發(fā)電機通常采用恒功率因數(shù)控制模式。

4 針對直流母線電壓提出的控制方案

4.1 影響雙饋風電變流器直流母線電壓的因素及規(guī)律

1）電網(wǎng)電壓對直流母線電壓的影響。由于網(wǎng)側(cè)變流器為4象限整流器，具有升壓變流器的特點，其中間直流電壓Udc必須高于或等于電網(wǎng)三相線電壓的峰值即

2）發(fā)電機轉(zhuǎn)子電壓變化規(guī)律及對直流母線電壓的影響。由于發(fā)電機轉(zhuǎn)子電壓與堵轉(zhuǎn)電壓和轉(zhuǎn)差率有關(guān)，因此需考慮在極端工況下的最大轉(zhuǎn)子線電壓Urllmax，轉(zhuǎn)子的最大線電壓Urllmax=最大的堵轉(zhuǎn)電壓×最大網(wǎng)壓UNET×最大轉(zhuǎn)差率Smax。由于轉(zhuǎn)子側(cè)du/dt濾波器電感量很小，其上的基波壓降可忽略，在考慮不超調(diào)的情況下直流母線電壓

4.2 控制方案比較

由于現(xiàn)在大多數(shù)控制策略對直流母線的控制方法是使直流母線電壓恒定，不隨網(wǎng)壓的變化而變化。由于這種控制方法所需的直流母線電壓值包括了在極限工況下所需的直流母線電壓值。因為該額定值較大，加大了變流器正常運行時的疲勞損傷，并且不利于變流器發(fā)生故障情況下留有足夠的保護裕量（方案0）。為了保證變流器的正常運行，本文提出了一種改進的直流母線的控制方案（方案1），這種控制方案能夠跟隨網(wǎng)壓的變化而變化，與方案0相比在大多數(shù)工況下能夠有效地降低直流母線電壓，改善功率器件的工作條件。

4.3 具體實現(xiàn)

直流母線電壓額定值的確定需要考慮以下因素：1）三相電網(wǎng)電壓的實時值，網(wǎng)側(cè)變流器為4象限整流器，具有升壓變流器的特點，其中間直流電壓必須高于或等于電網(wǎng)三相線電壓的峰值；2）網(wǎng)側(cè)電抗器上的壓降；3）變流器對輸出脈沖寬度的限制；4）變流器死區(qū)時間的大小，變流器死區(qū)時間的存在會相應(yīng)減小IGBT上下管開通的時間，死區(qū)時間越長，影響則越大；5）變流器模擬量檢測誤差，變流器對電網(wǎng)電壓和中間直流電壓等模擬量的檢測存在一定誤差。根據(jù)硬件設(shè)計指標，分別考慮1%的誤差，則當電網(wǎng)電壓檢測為－1%，而中間直流電壓檢測為+1%時，則誤差最大，但是考慮同時達到誤差最大值時出現(xiàn)的概率小，因此，需中間電壓額定值保留1.4%的裕量；6）發(fā)電機轉(zhuǎn)子反電勢分別在額定工況和特速工況下的最大值，由于雙饋變流器接在雙饋發(fā)電機轉(zhuǎn)子上，其輸出（輸入）電壓受發(fā)電機轉(zhuǎn)子電壓的影響，因此，需考慮額定工況和特速工況下發(fā)電機轉(zhuǎn)子電壓是否超過了變流器中間直流電壓實際值，造成機側(cè)變流器超調(diào)，輸出波形畸變。當發(fā)電機在同步轉(zhuǎn)速以下運行時，在最小運行轉(zhuǎn)速下，功率越大，感性無功越大，則發(fā)電機轉(zhuǎn)子電壓越高；當發(fā)電機在同步轉(zhuǎn)速以上運行時，在最大運行轉(zhuǎn)速下，功率越小，容性無功越大，則發(fā)電機轉(zhuǎn)子電壓越高；7）低電壓穿越特殊工況，考慮低電壓穿越時間短，網(wǎng)壓濾波系數(shù)大，可以視為不變。

再考慮，網(wǎng)側(cè)電抗器上的壓降、參數(shù)的分散性，線路阻抗的存在，中間電壓指令值再加上一個2 V的偏置值。其計算公式為

式中：UABPK,UBCPK,UCAPK分別為網(wǎng)壓的峰值。

2種方案在不同網(wǎng)壓下指令值的對比見圖1。

圖1 2種方案不同網(wǎng)壓下指令值的對比圖Fig.1 Comparisonoftwoschemesofdifferentvoltagecommandvalue

由圖1可見，方案1相比方案0在絕大多數(shù)電網(wǎng)電壓工況下，在不影響變流器控制性能的前提下都能顯著降低變流器中間直流電壓指令值，提高變流器系統(tǒng)運行的可靠性。

5 仿真分析及實驗結(jié)果

為了驗證本文中提出的對直流母線電壓的控制方法能夠在電網(wǎng)電壓變化時對轉(zhuǎn)子電流進行有效控制。本文采用PSIM仿真軟件進行仿真驗證并且在1.65 MW風機功率試驗臺上進行試驗。在PSIM仿真軟件中搭建的1.65 MW雙饋風力發(fā)電機模型，系統(tǒng)仿真參數(shù)為：額定電壓UN=620V，額定功率PN=1.65MW，額定頻率f=50Hz，定子繞組電阻Rs=0.007 84 Ω，轉(zhuǎn)子繞組電阻Rr=0.005 9 Ω，定子繞組漏感Lsσ=0.053mH，轉(zhuǎn)子繞組漏感Lrσ=0.062mH，互感Lm=3.71mH，極對數(shù)p=2，選取Crowbar=0.2 Ω。當網(wǎng)壓由620 V變化到690 V的仿真圖如圖2所示。

圖2 仿真波形Fig.2 Simulation graphics

從圖2中可以看出，當網(wǎng)壓由620 V變到690 V時直流母線電壓隨網(wǎng)壓的變化而升高，當網(wǎng)壓由690 V變化到620 V時直流母線電壓也隨網(wǎng)壓的變化而降低。

在網(wǎng)壓分別為552 V，735 V不同網(wǎng)壓的條件下，在1.65 MW風機功率試驗臺上采用改進的方案進行功率試驗。在網(wǎng)壓為552 V的條件下進行滿功率試驗如圖3所示。在圖3中通道1、通道2為網(wǎng)壓，通道3為轉(zhuǎn)子單相電流，通道4為中間電壓。

在網(wǎng)壓為735 V的條件下進行滿功率試驗如圖4所示。在圖4中通道1，通道2為網(wǎng)壓，通道3為轉(zhuǎn)子單相電流，通道4為中間電壓。

圖3 網(wǎng)壓為552 V的額定功率條件下的直流母線電壓波形Fig.3 DC bus voltage graphics with the grid voltage of 552 V operating at rated power

從仿真圖2和實驗圖3、圖4中可以看出，在采用本文所提出的針對直流母線電壓的控制方案后，當網(wǎng)壓變化時直流母線電壓能夠?qū)崟r跟隨網(wǎng)壓的變化而變化，能夠有效地降低直流母線電壓值，提高變流器的質(zhì)量，減少變流器的疲勞損傷，能夠使在變流器發(fā)生故障時保留更大的裕量，使整機系統(tǒng)的可靠性得到提高。

圖4 網(wǎng)壓為735 V的額定功率條件下的直流母線電壓波形Fig.4 DC bus voltage graphics with the grid voltage of 735 V operating at rated power

6 結(jié)論

針對雙饋風力發(fā)電機變流器直流母線電壓控制方案，本文提出了一種跟隨電網(wǎng)電壓變化而變化的控制方案。在網(wǎng)壓變化時直流母線電壓能夠?qū)崟r地按照控制方案而變化。本文提出的控制方法能夠在網(wǎng)壓變化時有效地降低直流母線電壓，降低變流器的疲勞損傷，避免變流器功率器件長期工作在極限工況條件下，改善功率器件的工況，對整個雙饋風力發(fā)電機變流器的質(zhì)量提升都有明顯可取之處。因此在實際的DFIG風電機組運行中具有相當實用的工程應(yīng)用價值。

［1］劉其輝，賀益家，張建華.交流勵磁變速恒頻風力發(fā)電機的運行控制及建模仿真［J］.中國電機工程學報，2006，26（5）：43-50.

［2］李晶，王偉勝，宋家驊.變速恒頻風力發(fā)電機組建模與仿真［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2003，29（9）：14-17.

［3］Sun T，Chen Z，Blaaberg F.Voltage Recovery of Grid-connected Wind Turbines and DEIG After a Short-circuit Fault［C］//Institute of Electrical and Electronics Engineers Inc，Piscataway，United States，2004：1991-1997.

［4］Lopez J，Sanchis P，Roboam X，et al.Dynamic Behavior of the Doubly Fed Induction Generator During Three-phase Voltage Dips［J］.IEEE Trans.Energy Convers，2007，22（3）：709-717.

［5］Zmood D N，Holmes D G，Bode G.Frequency Domain Analysis of Three Phase Linear Current Regulators［J］.IEEE Trans.Ind.Applicat.，2001，37（2）：601-610.

［6］張興.整流器及其控制策略的研究［D］.合肥：合肥工業(yè)大學，2003.

［7］曹清.雙饋風力發(fā)電機系統(tǒng)用雙PWM變換器的研究［D］.長沙：湖南大學，2008.