風(fēng)電背靠背PWM變流器直流能量平衡新方法

王 冕，陳國柱

（浙江大學(xué) 電氣工程學(xué)院，浙江 杭州 310027）

0 引言

隨著傳統(tǒng)能源日漸枯竭，以風(fēng)能和太陽能為代表的新能源正在改變?nèi)祟惸芎慕Y(jié)構(gòu)，但新能源大量接入電網(wǎng)也給傳統(tǒng)電網(wǎng)帶來了一系列問題，風(fēng)力發(fā)電場就面臨著各種并網(wǎng)問題。當(dāng)前主流的風(fēng)機(jī)類型為雙饋感應(yīng)發(fā)電機(jī)DFIG（Doubly-Fed Induction Generator）和永磁同步發(fā)電機(jī)PMSG（Permanent Magnetic Synchronous Generator），均通過效率最大化的雙脈寬調(diào)制PWM（Pulse Width Modulation）四象限變流器，即背靠背PWM變流器接入電網(wǎng)［1-5］。其中DFIG由于定子側(cè)直接與電網(wǎng)相連，面對電網(wǎng)故障時(shí)電機(jī)直接受到?jīng)_擊，其故障穿越面臨較大困難［6］，相比之下，PMSG的全功率背靠背PWM變換器在耐受故障沖擊、無功功率注入以幫助電網(wǎng)恢復(fù)方面具有優(yōu)勢［3，7-10］。

在PMSG雙PWM變流器中，直流電容吸收機(jī)側(cè)變流器傳遞的風(fēng)機(jī)能量，并通過網(wǎng)側(cè)變流器把電能注入到電網(wǎng)中，風(fēng)機(jī)發(fā)出的交流電能和注入電網(wǎng)的交流電能通過直流側(cè)電容完全解耦，可以分別進(jìn)行控制。然而，直流側(cè)連接風(fēng)機(jī)和電網(wǎng)兩方面能量的特性也使得系統(tǒng)任意一方的能量波動(dòng)都會(huì)直接反映在直流電壓的波動(dòng)上，這對于直流電容、變流器功率器件壽命都會(huì)產(chǎn)生不利影響，嚴(yán)重時(shí)甚至造成器件的損壞，使系統(tǒng)癱瘓［11-12］。

針對背靠背PWM變流器直流側(cè)能量不平衡與電壓波動(dòng)問題，最直接的方法是增加直流電容的容值，但會(huì)降低變流裝置的功率密度，增大體積和成本，而且動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度變慢［12］。國內(nèi)外學(xué)者先后提出過多種改進(jìn)控制方案以提高直流電壓穩(wěn)定性。文獻(xiàn)［13］采用過調(diào)制策略解決電網(wǎng)電壓驟升引起的能量失衡，此方法只能解決電網(wǎng)電壓驟升故障且在電壓上升幅度較大時(shí)失效。文獻(xiàn)［14-15］基于直流電容電流直接控制策略，以穩(wěn)定直流電壓作為系統(tǒng)首要控制目標(biāo)；文獻(xiàn)［16-17］采用主從控制方式，以雙PWM變流器中的能量輸入變流器作為主單元，另一個(gè)作為從單元跟隨主單元功率變化。以上2種方法存在同樣的問題，即將2個(gè)變流器的控制系統(tǒng)耦合在一起，使直流側(cè)的解耦功能失去意義，同時(shí)控制復(fù)雜度和控制設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)難度均增大。還有一類方案采用電流反饋方法［11］，以及基于該方法的改進(jìn)方法［18-20］，電流反饋方法最先出現(xiàn)在傳統(tǒng)的用于電機(jī)驅(qū)動(dòng)的雙PWM系統(tǒng)中，該方法通過將負(fù)載（電機(jī)）電流的跳變反饋至能量供給方即電網(wǎng)，以實(shí)時(shí)平衡直流側(cè)能量，然而該方法不僅無法完全平抑負(fù)載跳變帶來的波動(dòng)，而且在電網(wǎng)電壓出現(xiàn)故障時(shí)無法保證直流側(cè)的穩(wěn)定。基于該方法的一些改進(jìn)方法雖然一定程度上解決了電網(wǎng)波動(dòng)帶來不平衡的問題，然而都是適用于電機(jī)或其他交流負(fù)載驅(qū)動(dòng)的系統(tǒng)中，只能解決電網(wǎng)電壓小幅波動(dòng)帶來的沖擊，對于功率不穩(wěn)定度極高、電網(wǎng)電壓故障頻發(fā)且故障幅度大的風(fēng)電系統(tǒng)而言并不適用。

本文通過建立PMSG風(fēng)力發(fā)電雙PWM變流器模型［5］，分析直流側(cè)能量波動(dòng)的來源，并基于小信號模型分析，從能量與功率平衡的角度出發(fā)，提出了一種網(wǎng)側(cè)變流器的電流補(bǔ)償控制策略。網(wǎng)側(cè)變流器的有功電流指令不是傳統(tǒng)的通過直流電壓直接調(diào)節(jié)，而是基于能量平衡的直流側(cè)、風(fēng)機(jī)側(cè)變流器、網(wǎng)側(cè)變流器三者協(xié)調(diào)的結(jié)果，其中直流側(cè)電壓、風(fēng)機(jī)側(cè)變流器電壓和電流、網(wǎng)側(cè)變流器電壓的變化都能實(shí)時(shí)反映到網(wǎng)側(cè)變流器的有功輸出變化上，結(jié)合對網(wǎng)側(cè)變流器的輸出電流限制的考慮，在風(fēng)機(jī)輸出功率波動(dòng)時(shí)實(shí)現(xiàn)能量平衡，并且可以最大限度地利用變流器的容量，協(xié)助風(fēng)機(jī)的電壓故障穿越。仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，該控制方法不僅可在風(fēng)機(jī)正常能量波動(dòng)時(shí)平抑直流側(cè)電壓波動(dòng)，還可在電網(wǎng)電壓輕度故障時(shí)完全實(shí)現(xiàn)故障穿越，即使在嚴(yán)重電壓故障下也能協(xié)助實(shí)現(xiàn)故障穿越，同時(shí)直流電容的容量要求減少，降低了體積和成本并提高了變流器的功率密度。

1 系統(tǒng)建模

全功率PMSG風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)拓?fù)浜凸β柿鲃?dòng)如圖1所示，系統(tǒng)主要由風(fēng)機(jī)、PMSG、機(jī)側(cè)變流器、直流母線和網(wǎng)側(cè)變流器構(gòu)成。風(fēng)力機(jī)將捕獲的風(fēng)能轉(zhuǎn)化為機(jī)械能，驅(qū)動(dòng)PMSG產(chǎn)生電能，再經(jīng)全功率背靠背變流器將電能送入電網(wǎng)。

圖1 PMSG風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)功率流示意圖Fig.1 Schematic diagram of power flow of PMSG wind power system

基于開關(guān)功率變流的三相PWM變流器等效模型和忽略渦流、齒槽效應(yīng)的PMSG內(nèi)部等效模型如圖2所示。其中，LS為電機(jī)的等效電感；R為等效內(nèi)阻；eabcf為電機(jī)感應(yīng)電動(dòng)勢；uwabc為定子電壓。

圖2 機(jī)側(cè)變流器與PMSG模型Fig.2 Model of motor-side converter and PMSG

由圖2的等效電路可列出基于基爾霍夫電壓和電流定律的回路方程如下：

其中，sk為開關(guān)函數(shù)；iwk為定子電流；i2為等效負(fù)載電流；uNO為電機(jī)中點(diǎn)到逆變器電容中點(diǎn)電壓；Cdc為直流電容。

經(jīng)過dq變換得到系統(tǒng)在dq坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型［5］如下：

其中，ωe為電氣轉(zhuǎn)速；uwd、uwq，iwd、iwq，ed、eq分別為電機(jī)電壓、電流、電動(dòng)勢的d軸和q軸分量；sd、sq分別為開關(guān)函數(shù)的d、q軸分量。機(jī)側(cè)逆變器的電流控制即可通過式（2）得到，采用 iwq=0 單位功率因數(shù)控制［5］，在等量dq變換下機(jī)側(cè)變換器的輸入功率為：

其中，Pw、Qw分別為PMSG輸入有功和無功功率。在單位功率因數(shù)控制下，電機(jī)側(cè)變流器通過對iwd的控制來實(shí)現(xiàn)PMSG的轉(zhuǎn)矩控制并實(shí)現(xiàn)最大功率點(diǎn)跟蹤。另外網(wǎng)側(cè)變流器的d、q軸電壓方程為：

其中，ugd、ugq，igd、igq分別為電網(wǎng)電壓和電流 d、q 軸分量；uid、uiq分別為逆變器輸出電壓d、q軸分量；ω為電網(wǎng)電壓角頻率；L和Rg分別為并網(wǎng)電感和等效內(nèi)阻。

類似的功率關(guān)系在網(wǎng)側(cè)也成立，即有：

其中，Pg、Qg分別為網(wǎng)側(cè)變流器有功和無功功率。

2 PMSG全功率風(fēng)電系統(tǒng)功率平衡分析

PMSG全功率系統(tǒng)的功率流如圖1所示，風(fēng)電系統(tǒng)的整體目標(biāo)是捕捉最大功率的風(fēng)能，并通過機(jī)電系統(tǒng)將風(fēng)能轉(zhuǎn)換為電能輸入電網(wǎng)，系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的基礎(chǔ)是功率流的穩(wěn)定。圖1中，風(fēng)機(jī)產(chǎn)生的機(jī)械功率Pm經(jīng)過PMSG和最大功率點(diǎn)跟蹤策略轉(zhuǎn)換為電功率Pw，Pw通過機(jī)側(cè)變流器輸入到直流側(cè)轉(zhuǎn)化為直流側(cè)輸入功率P1，P1經(jīng)過直流側(cè)傳遞為網(wǎng)側(cè)變流器的輸入功率P2，最終通過網(wǎng)側(cè)變流器將電功率Pg輸入到電網(wǎng)中。

穩(wěn)態(tài)時(shí)，在忽略變流器損耗和線路損耗的情況下系統(tǒng)功率平衡，系統(tǒng)功率關(guān)系為Pw=P1=P2=Pg。風(fēng)電作為新能源，其不穩(wěn)定特性體現(xiàn)在機(jī)械功率Pm的隨機(jī)性變化，Pm突變導(dǎo)致直流側(cè)輸入功率P1的突變，使P2來不及跟隨發(fā)電功率的變化，則直流電容吸收功率ΔP=P1-P2≠0，功率變化體現(xiàn)在電壓上即為直流電容電壓的波動(dòng)。同樣地，風(fēng)電場發(fā)生電壓故障時(shí)，并網(wǎng)點(diǎn)輸入功率Pg發(fā)生跳變，結(jié)果與風(fēng)機(jī)功率波動(dòng)類似，也導(dǎo)致直流能量的不平衡。

這2種情況下，都要依靠直流電壓的波動(dòng)吸收部分不平衡能量，并通過控制策略進(jìn)行功率調(diào)整而達(dá)到新的功率平衡，傳統(tǒng)的網(wǎng)側(cè)變流器控制策略基于單位功率因數(shù)控制或磁場定向控制，網(wǎng)側(cè)變流器電流指令基于網(wǎng)側(cè)輸出功率或者直流側(cè)電壓得到，無法實(shí)時(shí)反映機(jī)側(cè)變流器電壓、電流以及電網(wǎng)電壓的變化，導(dǎo)致直流側(cè)電壓經(jīng)常出現(xiàn)波動(dòng)，嚴(yán)重時(shí)甚至造成器件的損壞。

3 基于小信號模型的電流控制策略

風(fēng)電背靠背PWM系統(tǒng)能量不平衡導(dǎo)致直流側(cè)電壓波動(dòng)的本質(zhì)是網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率與風(fēng)機(jī)實(shí)時(shí)輸出功率無法快速協(xié)調(diào)一致。一種可行的解決思路是使網(wǎng)側(cè)變流器的輸出電流實(shí)時(shí)跟隨機(jī)側(cè)變流器、直流側(cè)以及網(wǎng)側(cè)變流器的功率變化，這就對網(wǎng)側(cè)電流的控制提出了新的要求。在忽略損耗的情況下，結(jié)合式（3）和式（5），依據(jù)圖1中功率和電流關(guān)系可得：

按照小信號模型分析方法，將各電壓、電流量分解為穩(wěn)態(tài)直流分量和微小擾動(dòng)量，如下：

并利用其對式（6）進(jìn)行等效變換，則可得：

由式（8）消去直流分量，可以得到網(wǎng)側(cè)有功電流分量的小信號線性控制方程：

式（9）揭示了網(wǎng)側(cè)電流受到系統(tǒng)中其他電量影響的本質(zhì)關(guān)系，可以看出除了傳統(tǒng)策略中的直流電壓和文獻(xiàn)［19］提出的機(jī)側(cè)變流器電流／功率反饋以外，還需考慮機(jī)側(cè)變流器電壓、電網(wǎng)電壓。此外，網(wǎng)側(cè)變流器的電流控制還需要考慮逆變器本身的輸出容量限制。網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流上限限制的一個(gè)設(shè)定條件為：

其中，P為變流器的額定容量。此外，igdmax還要由功率器件以及系統(tǒng)能承受的最大安全電流共同決定，電流下限igdmin可根據(jù)變流器的需要設(shè)置，一般設(shè)為0，在功率變動(dòng)時(shí)通過使網(wǎng)側(cè)電流在安全范圍內(nèi)快速變化來實(shí)現(xiàn)能量快速平衡。

結(jié)合對電流上下限的分析，根據(jù)網(wǎng)側(cè)變流器有功電流的小信號線性控制方程式（9），本文提出了網(wǎng)側(cè)電流的補(bǔ)償控制策略，如圖3所示。其中，電網(wǎng)頻率角θ通過鎖相環(huán)得到，各電量的參考正方向參見圖1。

圖3 提出的網(wǎng)側(cè)電流補(bǔ)償控制策略框圖Fig.3 Block diagram of proposed control scheme for output current compensation of grid-side converter

圖3中，通過對直流電壓、機(jī)側(cè)電流、機(jī)側(cè)電壓、電網(wǎng)電壓的控制來實(shí)現(xiàn)并網(wǎng)有功電流的控制，傳遞函數(shù) G1、G2、G3、G4分別作為上述各個(gè)量的補(bǔ)償控制器，以實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)輸出電流的快速補(bǔ)償功能。補(bǔ)償器參數(shù)的設(shè)計(jì)可以以式（10）作為參考，式（10）中的各參數(shù)由系統(tǒng)當(dāng)前的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行狀態(tài)量得到，并作為控制常數(shù)參與到網(wǎng)側(cè)電流的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)中。

傳統(tǒng)控制策略由直流電壓負(fù)反饋和機(jī)側(cè)電流補(bǔ)償調(diào)節(jié)，穩(wěn)定性較好，但是動(dòng)態(tài)平衡能力稍差。本文提出的控制策略涉及到的補(bǔ)償項(xiàng)均為基于能量平衡的直接快速補(bǔ)償，不會(huì)影響到原本系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。當(dāng)機(jī)側(cè)電壓、電流及電網(wǎng)電壓均穩(wěn)定時(shí)，控制策略退化為傳統(tǒng)控制策略；當(dāng)這些量動(dòng)態(tài)變化時(shí)，可以實(shí)現(xiàn)快速補(bǔ)償，對于風(fēng)機(jī)發(fā)電系統(tǒng)的風(fēng)機(jī)功率變化、低電壓穿越等動(dòng)態(tài)性能的改善有很大幫助，并有利于減小直流電容量。

4 仿真結(jié)果

為驗(yàn)證本文所提出的PMSG背靠背PWM變流器網(wǎng)側(cè)電流控制策略的正確性，建立了基于MATLAB仿真平臺的系統(tǒng)模型。系統(tǒng)仿真模型的主要參數(shù)為：風(fēng)力機(jī)，槳距角 0°，額定風(fēng)速 12 m／s，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量10 000 kg·m2，額定轉(zhuǎn)速 3.7 rad／s；永磁電機(jī)，額定功率750 kW，額定電壓690 V；變流器，直流母線電容2 000 μF，母線電壓 1 250 V，開關(guān)頻率 fs=3 kHz，撬棒電阻Rdc=2.6 Ω；三相電網(wǎng)，電網(wǎng)線電壓690 V，f=50 Hz。

其中，機(jī)側(cè)變流器采用單位功率因數(shù)控制，由最大功率點(diǎn)跟蹤控制策略得到有功功率指令，按需要調(diào)節(jié)無功功率指令，通過設(shè)定輸入風(fēng)速的變化調(diào)節(jié)風(fēng)力機(jī)功率變化。網(wǎng)側(cè)變流器實(shí)現(xiàn)直流穩(wěn)壓和電網(wǎng)有功無功電流的控制，有功電流的補(bǔ)償控制方式如圖3所示。

需要說明的是，這里撬棒電路采用滯環(huán)控制的方式協(xié)助風(fēng)機(jī)實(shí)現(xiàn)低電壓穿越，具體控制方式參考文獻(xiàn)［8］所述。以下分別就風(fēng)機(jī)輸出能量變化和電壓跌落故障2種情況進(jìn)行仿真，以驗(yàn)證本文所提出策略的性能。

4.1 風(fēng)機(jī)功率變化工況

圖4所示為風(fēng)機(jī)輸出功率由240 kW突增至750 kW再突降到360 kW時(shí)，不同控制方式下系統(tǒng)的直流電壓響應(yīng)情況。圖4（a）為電網(wǎng)電流變化情況，在0.2 s時(shí)刻，風(fēng)機(jī)輸出功率突增，電網(wǎng)電流增大，而在0.3 s時(shí)刻，風(fēng)機(jī)輸出功率突降，電流減小，由于瞬時(shí)的能量不平衡，突變過程均導(dǎo)致直流側(cè)電壓發(fā)生突變。

圖4 機(jī)側(cè)輸出功率變化時(shí)不同策略下的直流電壓響應(yīng)Fig.4 Response of DC-side voltage to motor-side output power variation，for two control schemes

從仿真結(jié)果可以看出，0.2 s時(shí)刻，在傳統(tǒng)電流策略下，電壓瞬時(shí)最大值達(dá)到了1360 V，并且經(jīng)過近20 ms才恢復(fù)到電壓額定值；而在本文所提出的控制策略下，電壓瞬時(shí)最大值僅為1310 V，而且經(jīng)過僅2 ms就恢復(fù)了額定電壓值，電壓波動(dòng)幅度減少45%左右，調(diào)節(jié)速度快10倍左右。0.3 s時(shí)刻的響應(yīng)情況與0.2 s時(shí)刻類似，證明采用本文所提出的控制策略可以大幅改善動(dòng)態(tài)性能。

4.2 電網(wǎng)電壓故障工況

圖5—7為電網(wǎng)發(fā)生電壓跌落故障時(shí)的仿真結(jié)果，所有的電壓跌落仿真均設(shè)定發(fā)生在風(fēng)機(jī)額定功率輸出的情況下。

圖5為電網(wǎng)電壓發(fā)生輕度跌落（跌落30%幅度）時(shí)的仿真結(jié)果。圖5（a）表示電網(wǎng)電壓在0.15 s時(shí)刻發(fā)生跌落并且在0.25 s時(shí)刻恢復(fù)，圖5（b）為電網(wǎng)電流的響應(yīng)情況，電壓跌落瞬間的不平衡能量導(dǎo)致網(wǎng)側(cè)變流器輸出到電網(wǎng)的電流增大，但由于跌落幅度不大，輸出電流未達(dá)到限制值，不用開啟直流側(cè)撬棒電阻即可實(shí)現(xiàn)穿越。此時(shí)從圖5（c）可以看出在本文所提出的控制策略下，直流電壓幾乎沒有發(fā)生波動(dòng)；而傳統(tǒng)控制方法在電壓跌落及恢復(fù)時(shí)刻都發(fā)生了一定程度的波動(dòng)。

圖5 電網(wǎng)電壓跌落30%時(shí)不同策略下的直流電壓響應(yīng)Fig.5 Response of DC-side voltage to grid voltage drop by 30%，for two control schemes

圖6 電網(wǎng)電壓跌落60%時(shí)傳統(tǒng)策略下的系統(tǒng)響應(yīng)Fig.6 System response to grid voltage drop by 60%for traditional control scheme

圖7 電網(wǎng)電壓跌落60%時(shí)所提策略下的系統(tǒng)響應(yīng)Fig.7 System response to grid voltage drop by 60%for proposed control scheme

圖6和圖7所示為電網(wǎng)電壓發(fā)生60%幅度的電壓跌落時(shí)，2種控制策略對應(yīng)的系統(tǒng)響應(yīng)情況。電網(wǎng)電壓在0.15 s時(shí)刻發(fā)生跌落并且在0.25 s時(shí)刻恢復(fù)，圖6為傳統(tǒng)控制方式下的系統(tǒng)響應(yīng)，由于不存在瞬時(shí)補(bǔ)償控制措施，網(wǎng)側(cè)變流器輸出能力沒有充分發(fā)揮，電壓跌落瞬間直流側(cè)能量迅速堆積，電壓很快達(dá)到設(shè)置的撬棒電阻投入上限1450 V，并且在之后為平衡能量而頻繁投入和切出，此方法雖能幫助風(fēng)機(jī)實(shí)現(xiàn)較大幅度的電壓故障穿越，但是沒有充分利用變流器的容量，并且頻繁的投切過程無論對撬棒電路本身還是對直流側(cè)電容和功率模塊而言，都應(yīng)該盡可能避免。

圖7所示為電壓跌落60%幅度并恢復(fù)的動(dòng)態(tài)過程中，采用本文提出的控制策略的動(dòng)態(tài)響應(yīng)情況。本文將輸出電流幅值上限設(shè)置在2 kA（實(shí)際情況下可根據(jù)器件選型、線路情況進(jìn)行調(diào)整），由圖7可見當(dāng)電壓跌落時(shí)，在本文控制策略下，輸出電流的幅值在瞬間不平衡能量作用下很快達(dá)到了限定的最大值，最大限度地發(fā)揮了網(wǎng)側(cè)變流器的輸出能力，將盡可能多的直流側(cè)多余能量送入電網(wǎng)，使直流電壓并未到達(dá)撬棒電路的保護(hù)上限值，直流電容平緩地吸收多余能量，在電網(wǎng)電壓恢復(fù)后直流電壓很快恢復(fù)到了額定值，整個(gè)過程中直流電壓波動(dòng)小，無需投入撬棒電阻，平穩(wěn)實(shí)現(xiàn)了大幅度的電網(wǎng)電壓跌落故障的穿越。

5 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

在上述理論分析和仿真分析的基礎(chǔ)上，搭建了實(shí)驗(yàn)樣機(jī)以驗(yàn)證理論的正確性。樣機(jī)的參數(shù)和仿真參數(shù)保持一致，功率模塊采用Semikron公司的SKiiP2403GB172-4DW，控制系統(tǒng)基于TI公司F2812系列DSP芯片，采用380 V電網(wǎng)配電線連接380 V／690 V變壓器和調(diào)壓器調(diào)壓來模擬永磁電機(jī)進(jìn)行功率輸出，網(wǎng)側(cè)變流器通過另一380 V／690 V變壓器接入電網(wǎng)。

圖8 機(jī)側(cè)電流指令從0跳變到20 A時(shí)直流電壓響應(yīng)Fig.8 Response of DC-side voltage to motor-side current step change from 0 to 20 A

在電網(wǎng)線電壓200 V的條件下進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，直流電壓指令的額定值為320 V，圖8所示為機(jī)側(cè)變流器電流指令從0跳變到20 A時(shí)機(jī)側(cè)a相電流和直流側(cè)電壓變化情況。其中，圖8（a）為傳統(tǒng)控制策略時(shí)的實(shí)驗(yàn)波形，由圖中可以看出當(dāng)機(jī)側(cè)功率突變時(shí)直流電壓出現(xiàn)了20 V左右的波動(dòng)并且持續(xù)了300 ms以上；圖8（b）中，同樣將機(jī)側(cè)電流指令由0 A突變到20 A，在本文策略下電壓基本保持穩(wěn)定沒有出現(xiàn)波動(dòng)，由此證明了其正確性和有效性。

6 結(jié)語

本文針對PMSG全功率風(fēng)力發(fā)電背靠背PWM系統(tǒng)中直流側(cè)電壓波動(dòng)影響系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的問題，提出了一種基于功率平衡的網(wǎng)側(cè)變流器有功電流補(bǔ)償控制策略。仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：該控制策略簡單易實(shí)現(xiàn)，兼顧了系統(tǒng)中影響直流側(cè)功率平衡的多個(gè)因素，可以在風(fēng)機(jī)功率波動(dòng)、電網(wǎng)電壓故障情況下快速平衡功率流，平抑直流側(cè)電壓波動(dòng)，提高了直流側(cè)電壓穩(wěn)定性，并可降低系統(tǒng)對直流電容容量的要求，具有工程實(shí)用價(jià)值。

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