PI控制器參數(shù)對并網(wǎng)永磁直驅(qū)型風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)機網(wǎng)相互作用的影響

吳汪平 ，楚皓翔 ，解 大 ，張延遲 ，王西田 ，李國杰

（1.上海交通大學(xué) 電氣工程系 電子信息與電氣工程學(xué)院，上海 200240；2.上海電機學(xué)院 電氣學(xué)院，上海 200240）

0 引言

隨著環(huán)境、能源問題的日益嚴峻，可再生資源的開發(fā)利用已然成為國際熱點，其中風(fēng)力發(fā)電技術(shù)發(fā)展迅猛［1-2］。在不同的風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中，變速風(fēng)力發(fā)電機具有能量生產(chǎn)效率高和扭矩峰值低的特點，獲得了廣泛好評［3］。變速風(fēng)力發(fā)電機可以通過調(diào)節(jié)轉(zhuǎn)軸的速度，使風(fēng)電系統(tǒng)運行于最大功率點，從而獲取最大的風(fēng)能［4］。直驅(qū)型風(fēng)力發(fā)電機在功率密度、效率和可靠性等方面具有優(yōu)勢，完美契合了變速風(fēng)電系統(tǒng)的運行模式。同時，永磁直驅(qū)型風(fēng)力發(fā)電（PMSG）系統(tǒng)能夠省略齒輪箱，節(jié)約了建造、運行和維護費用［5］，吸引了風(fēng)力發(fā)電機制造商的注意［6］。

目前并網(wǎng)型風(fēng)電場的規(guī)模不斷擴大，風(fēng)電場異常運行的事件越來越多［7-8］。研究發(fā)現(xiàn)，風(fēng)電場與電網(wǎng)之間的相互作用多表現(xiàn)為有功功率的振蕩，且對應(yīng)的振蕩頻率低于系統(tǒng)工頻，與此同時，大規(guī)模風(fēng)電機組出現(xiàn)脫網(wǎng)事故［9］。對此，已有眾多學(xué)者對PMSG系統(tǒng)的振蕩問題進行了研究。文獻［10］研究了風(fēng)電場的非線性模型，并建立了可用于電力系統(tǒng)暫態(tài)分析的小信號模型。文獻［11］建立了適用于系統(tǒng)小擾動穩(wěn)定分析的PMSG系統(tǒng)模型，研究了并網(wǎng)風(fēng)力發(fā)電機無窮大系統(tǒng)的模式特性；采用特征值法分析了軸系模型、軸系剛性參數(shù)、運行點、并網(wǎng)距離對并網(wǎng)風(fēng)電系統(tǒng)模式的影響；并在PSCAD/EMTDC上建立了相應(yīng)的非線性模型，利用Prony方法對輸出功率曲線進行模式識別，驗證了模態(tài)分析結(jié)論。文獻［12］提出了阻尼控制和峰值功率追蹤方案以抑制永磁風(fēng)電系統(tǒng)的振蕩。文獻［13］闡述了次同步控制相互作用（SSCI）問題的由來，總結(jié)了不同類型風(fēng)力發(fā)電機組的SSCI特性，分析了SSCI的發(fā)生機理、參數(shù)特性，探討了SSCI的分析方法及抑制措施。文獻［14］利用頻率掃描法和特征值分析法對影響SSCI的狀態(tài)變量進行研究。次同步振蕩（SSO）頻率與軸系的自然頻率接近時，會引發(fā)軸系的扭振，長期存在的SSO對系統(tǒng)也是有害的［15］。文獻［16］建立了典型PMSG系統(tǒng)接入交流電網(wǎng)的等值系統(tǒng)模型，通過電磁暫態(tài)仿真、阻抗模型和小信號分析研究SSO產(chǎn)生的機理；分析接入交流電網(wǎng)強弱、風(fēng)力發(fā)電機出力、并網(wǎng)風(fēng)力發(fā)電機臺數(shù)、風(fēng)力發(fā)電機控制參數(shù)及動態(tài)無功補償設(shè)備對振蕩特性的影響。低頻振蕩表現(xiàn)為功率的振蕩，該振蕩頻率較低，一般為0.1~2 Hz，主要由電機的轉(zhuǎn)子出現(xiàn)與其他機組的相對搖擺導(dǎo)致，該振蕩模態(tài)與勵磁系統(tǒng)的弱阻尼相關(guān)［17］。文獻［18］提出一種綜合系統(tǒng)慣性和阻尼控制的PMSG系統(tǒng)穩(wěn)定器（PSS）控制方案，通過在高風(fēng)電滲透率電網(wǎng)仿真模型中搭建該控制模塊，模擬分析該方案的有效性。在2區(qū)域4機系統(tǒng)中進行了時域仿真，結(jié)果顯示該PSS能有效抑制電網(wǎng)低頻振蕩。文獻［19］提出了粒子群優(yōu)化算法用于研究PMSG系統(tǒng)的PI控制器參數(shù)，以提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。目前缺少以研究系統(tǒng)小擾動穩(wěn)定性為前提的PMSG系統(tǒng)建模研究，且并網(wǎng)PMSG系統(tǒng)的PI控制器參數(shù)對系統(tǒng)振蕩問題的影響還缺少系統(tǒng)研究。

本文首先建立了基于 AC/DC/AC變流器PQ解耦控制的PMSG系統(tǒng)的小信號模型。然后，通過特征值分析法找出PMSG系統(tǒng)的振蕩模態(tài)。根據(jù)相關(guān)因子表，研究機網(wǎng)相互作用的振蕩模態(tài)情況，并通過時域仿真驗證相應(yīng)模態(tài)的存在。然后，研究變流器的PI控制器參數(shù)對各種振蕩模態(tài)的影響情況。最后，采用基于Copula理論的分布估計算法尋找最優(yōu)的PI控制器參數(shù)組合，并將其代入建立的并網(wǎng)型PMSG系統(tǒng)模型中，觀察振蕩模態(tài)的變化情況。

1 PMSG系統(tǒng)模型

圖1為并網(wǎng)PMSG系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)。風(fēng)力發(fā)電機直接與永磁同步電機相連，電機輸出功率經(jīng)變流器、輸電線路連接至無窮大電力系統(tǒng)，其中變流器是由PWM整流器、逆變器組成的AC/DC/AC變流器。

圖1 并網(wǎng)PMSG系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 Topology structure of grid-connected PMSG system

PMSG的機側(cè)變流器采用PQ解耦控制策略時，變流器控制如圖2 所示。圖中，為選定的狀態(tài)變量；Kp1、Ki1為機側(cè)電流q軸分量PI控制器參數(shù)；Kp2、Ki2為機側(cè)電流 d軸分量 PI控制器參數(shù)；Kp3、Ki3為網(wǎng)側(cè)直流電壓PI控制器參數(shù)；Kp4、Ki4為網(wǎng)側(cè)電流d軸分量PI控制器參數(shù)；Kp5、Ki5為網(wǎng)側(cè)無功PI控制器參數(shù)；Kp6、Ki6為網(wǎng)側(cè)電流 q軸分量PI控制器參數(shù)；iqs、iqs_ref分別為機側(cè)變流器電流q軸分量及其參考值；uqs為機側(cè)變流器電壓q軸分量；ids、ids_ref分別為機側(cè)變流器電流d軸分量及其參考值；uds為機側(cè)變流器電壓 d 軸分量；udc_ref、Qg_ref、idg_ref、iqg_ref分別為網(wǎng)側(cè)直流電壓、無功、電流d軸分量、電流q軸分量參考值；udg、uqg分別為網(wǎng)側(cè)電壓的 d、q軸分量。網(wǎng)側(cè)變流器主要維持直流側(cè)電容兩端電壓的恒定，并實現(xiàn)發(fā)電機輸出有功和無功的最優(yōu)控制。機側(cè)整流器采用三相橋式6脈沖全波整流電路，以同步發(fā)電機組僅輸出有功功率而不輸出無功功率為控制目標(biāo)。因此機側(cè)整流器的輸入為d軸參考電流Δids_ref和發(fā)電機輸出的電磁轉(zhuǎn)矩ΔTe，Δids_ref和由ΔTe得到的Δiqs_ref與實際d、q軸的電流偏差，經(jīng)機側(cè)整流器中的PI控制器調(diào)節(jié)后可得到目標(biāo)電壓ΔUds、ΔUqs，即輸出電壓 ΔUs的 d 軸分量、q 軸分量。

圖2 機側(cè)PQ解耦的PMSG機組變流器控制Fig.2 Converter control of PMSG unit with PQ decoupling control in generator-side

基于AC/DC/AC變流器PQ解耦控制的PMSG系統(tǒng)的小信號模型如圖3所示。圖中，ΔTw為風(fēng)力發(fā)電機葉輪部分受風(fēng)產(chǎn)生的機械扭矩微增量；Δωr為ΔTw和ΔTe共同作用在軸系部分得到的角速度微增量；ΔUs為機側(cè)整流器輸出的參考電壓微增量；ΔIs為永磁發(fā)電機模型的輸出電流微增量；ΔUg和ΔIL分別為風(fēng)電機組的母線電壓和輸出電流微增量；ΔUb為無窮大電網(wǎng)電壓微增量；ΔUDC、ΔUDC_ref分別為網(wǎng)側(cè)直流輸入電壓及參考值的微增量；ΔQg_ref為網(wǎng)側(cè)無功注入值的微增量。

圖3 機側(cè)PQ解耦的PMSG機組小信號模型Fig.3 Small-signal model of PMSG unit with PQ decoupling control in generator-side

由圖3可得，機側(cè)整流器采用PQ解耦控制策略的PMSG小信號模型的狀態(tài)空間表達式為：

其中，ΔXPMSG、APMSG、BPMSG和 ΔuPMSG分別為小信號模型的狀態(tài)向量（17×1 階）、系統(tǒng)矩陣（17×17 階）、輸入矩陣（17×5 階）和輸入向量（5×1 階）；下標(biāo) 0 表示運行穩(wěn)態(tài)點的值；ωb為系統(tǒng)基準(zhǔn)頻率；H1、H2分別為質(zhì)量塊1、2的慣性常數(shù)；D1、D2分別為質(zhì)量塊 1、2的自阻尼系數(shù)；k12和D12分別為質(zhì)量塊1與2之間的剛度系數(shù)和互阻尼系數(shù)；Lds為定子d軸電感；Lqs為定子q軸電感；ψPM為轉(zhuǎn)子永磁體磁鏈的幅值；npp為發(fā)電機極對數(shù)；x為線路的電感；ψds0為穩(wěn)態(tài)時定子d軸磁鏈；ψqs0為穩(wěn)態(tài)時定子q軸磁鏈。

2 PMSG系統(tǒng)機網(wǎng)相互作用分析

2.1 特征值分析

由于在采用“背靠背”型全功率變流器后，機側(cè)整流器的控制環(huán)節(jié)中包含2個PI控制器，因此該小信號系統(tǒng)依然有17個狀態(tài)變量，即：

其中，Δθi和 Δωi（i=1，2）分別為質(zhì)量塊 i的機械旋轉(zhuǎn)角微增量和角速度微增量；Δψds和Δψqs分別為發(fā)電機d軸和q軸磁鏈微增量；Δx1和Δx2為機側(cè)變流器控制系統(tǒng)變量微增量；Δx3、Δx4、Δx5、Δx6為網(wǎng)側(cè)變流器控制系統(tǒng)變量微增量；ΔiLx、ΔiLy分別為電感電流的 x軸分量、y軸分量微增量；Δucx、Δucy分別為串補電容電壓x軸分量、y軸分量的微增量。利用MATLAB搭建PMSG系統(tǒng)小信號模型進行仿真分析，變流器控制參數(shù)如下：Kp1=5，Kp2=2，Kp3=0.05，Kp4=6.5，Kp5=0.04，Kp6=20，Ki1=10，Ki2=0.03，Ki3=20，Ki4=50，Ki5=1，Ki6=1。系統(tǒng)全部特征值見表1。

表1 PMSG機組的特征值Table 1 Eigenvalues of PMSG unit

由表1可以看出，系統(tǒng)17個特征值的實部全部小于0，因此機側(cè)整流器采用PQ解耦控制策略后，系統(tǒng)仍然是小干擾穩(wěn)定的。系統(tǒng)共有5對共軛復(fù)根，對應(yīng)5種振蕩模態(tài)，剩余的7個虛部為0的負實根對應(yīng)7種非振蕩模態(tài)。本文不討論7種非振蕩模態(tài)，僅分析5種振蕩模態(tài)。為確定與各振蕩模態(tài)相關(guān)度較高的狀態(tài)變量，計算5種振蕩模態(tài)關(guān)于各狀態(tài)變量的相關(guān)因子，見表2。對各種振蕩模態(tài)影響較大的相關(guān)因子在表2中加粗標(biāo)出。

表2 PMSG機組的相關(guān)因子Table 2 Correlation factors of PMSG unit

2.2 機網(wǎng)相互作用模態(tài)分析

a.SSCI。

λ1，2對應(yīng)的振蕩頻率為 71.454 0 Hz，由輸電線路電感電流的x軸分量和y軸分量主導(dǎo)，此外，串補電容電壓的x軸分量和y軸分量對其也有一定的影響（相關(guān)因子分別為0.033 6和0.064 0），變流器直流側(cè)電容的電壓和網(wǎng)側(cè)逆變器的直流電壓控制環(huán)節(jié)與該模態(tài)也有一定的關(guān)系；λ3，4對應(yīng)的振蕩頻率為38.2284 Hz，由輸電線路串補電容電壓的x軸分量和y軸分量主導(dǎo)，同時，輸電線路電感電流的x軸分量和y軸分量對其也有一定的影響（相關(guān)因子分別為0.0256和0.0786），變流器直流側(cè)電容電壓和網(wǎng)側(cè)逆變器的直流電壓控制環(huán)節(jié)與該模態(tài)也有一定關(guān)系。這表明 λ1，2和 λ3，4對應(yīng)的振蕩模態(tài)是由含串補電容的輸電線路、變流器直流電容及網(wǎng)側(cè)逆變器的控制系統(tǒng)共同作用所產(chǎn)生的諧振，屬于SSCI。

λ5，6對應(yīng)的振蕩頻率為 7.5657 Hz，由變流器直流側(cè)電容的電壓和網(wǎng)側(cè)逆變器直流電壓控制外環(huán)主導(dǎo)，同時與含串補電容的輸電線路和網(wǎng)側(cè)逆變器直流電容控制環(huán)節(jié)的電流控制內(nèi)環(huán)也有一定關(guān)系（相關(guān)因子依次為 0.052 7、0.040 2、0.022 4、0.025 7和0.001 2）。因此，該振蕩模態(tài)也是輸電線路、變流器直流側(cè)電容和逆變器的控制系統(tǒng)之間相互作用產(chǎn)生的諧振，也屬于SSCI。

b.SSO。

λ7，8對應(yīng)的振蕩頻率為 1.8703 Hz，由表2 可見，發(fā)電機轉(zhuǎn)子的機械扭轉(zhuǎn)角和角速度對其影響較大，且風(fēng)力發(fā)電機的機械扭轉(zhuǎn)角和角速度對其也有一定的影響（相關(guān)因子均為 0.053 5），這表明 λ7，8是PMSG機械軸系的固有扭振頻率，是機械振蕩模態(tài)。此外，該振蕩模態(tài)還與發(fā)電機的q軸磁鏈有一定的關(guān)系（相關(guān)因子為0.0323），而系統(tǒng)中的其他部分對該模態(tài)沒有影響，表明“背靠背”型全功率變流器將發(fā)電機組與電網(wǎng)有效隔離開，使兩者之間具有一定的獨立性。

c.低頻振蕩。

λ14，15對應(yīng)的振蕩頻率為 0.134 9 Hz，由發(fā)電機的d軸磁鏈和機側(cè)整流器的控制系統(tǒng)主導(dǎo)（相關(guān)因子均為0.512 2），而與系統(tǒng)的其他部分之間沒有關(guān)系，因此該振蕩模態(tài)是單機系統(tǒng)的發(fā)電機與機側(cè)整流器控制系統(tǒng)相互作用產(chǎn)生的低頻振蕩模態(tài)。

2.3 基于Copula理論的分布估計算法

本文所建PMSG的小信號模型涉及多組PI控制器參數(shù)，不同組的PI控制器參數(shù)間也存在相互耦合的問題。為了解決多變量相關(guān)的尋優(yōu)問題，本文采用基于Copula理論的分布估計算法，主要包括優(yōu)勢群體選擇、概率分布模型估計和根據(jù)估計的模型采樣3個步驟。

分布模型為了優(yōu)化變量的聯(lián)合分布，可以利用Sklar定理對群體的分布模型進行估計。為了產(chǎn)生服 從聯(lián)合分布 H（x1，x2，…，xn） =C（F1（x1），F(xiàn)2（x2），…，F(xiàn)n（xn））的個體，首先生成服從聯(lián)合分布 C 的［0，1］n空間中的點（u1，u2，…，un），然后依據(jù)邊緣分布函數(shù)Fi（i=1，2，…，n）的反函數(shù) F-1i計算獲得 xi的值，此時（x1，x2，…，xn）就為根據(jù)估計的概率模型 H 采樣而獲得的新個體。

基于Copula理論的分布估計算法的基本流程如圖4所示。在搜索空間中，采取均勻分布的方式產(chǎn)生規(guī)模為PS的初始群體，隨后分別執(zhí)行以下步驟直至達到終止條件。

a.選擇優(yōu)勢群體?；谠O(shè)定的、符合適應(yīng)值的選擇策略，選擇s個個體來組成新的優(yōu)勢群體，記為：

b.估計邊緣分布函數(shù)。優(yōu)勢群體中的s個個體是 n 維隨機向量（X1，X2，…，Xn）的 s 個樣本，那么｛xij，i=1，2，…，s｝就是隨機變量 Xj的樣本，據(jù)此可估計邊緣分布函數(shù)為 Fj（j=1，2，…，n）。

c.從Copula函數(shù)C中采樣。產(chǎn)生l個服從聯(lián)合分布函數(shù)C的向量。

圖4 基于Copula理論的分布估計算法原理圖Fig.4 Schematic diagram of estimation of distribution algorithm based on Copula theory

d.更新群體。新的群體分為以下三部分：當(dāng)前代群體中的適應(yīng)值最好的m個個體；通過計算得到l個新的個體；在搜索空間中按均勻分布隨機產(chǎn)生其余的PS－m-l個個體。

3 時域模型驗證

為了進一步驗證上述小信號模型中各個振蕩模態(tài)的振蕩頻率，在MATLAB/Simulink中搭建2MW基于AC/DC/AC變流器PQ解耦控制的PMSG的時域模型，通過輸電線路連接至無窮大電網(wǎng)。采用電壓波動、功率波動等小擾動方式激發(fā)振蕩，利用Simulink的快速傅里葉變換（FFT）分析工具，結(jié)合表2給出的相關(guān)因子，在相應(yīng)的相關(guān)變量上進行觀測，可以發(fā)現(xiàn)與上述分析對應(yīng)的全部機網(wǎng)相互作用模態(tài)，如圖5所示，圖中Mag為諧波分量幅度。

a.SSCI。

上述小信號模型分析表明，λ1，2和 λ3，4對應(yīng)的振蕩模態(tài)與輸電線路電流和串補電容的端電壓有很強的相關(guān)性，同時變流器直流側(cè)電容的電壓對其影響也較大，對輸電線路流過的電流進行頻譜分析，得到其對應(yīng)頻譜特性如圖5（a）所示。輸電線路流過的電流中，主要含有70 Hz和38 Hz左右的諧波成分，這與 λ1，2對應(yīng)的振蕩頻率 71.4540Hz、λ3，4對應(yīng)的振蕩頻率38.2284Hz相吻合。

表2中的相關(guān)因子表明，λ5，6對應(yīng)的振蕩模態(tài)由直流電容兩端的電壓和網(wǎng)側(cè)逆變器的控制系統(tǒng)主導(dǎo)，對直流電容的電壓進行頻譜分析，得到其頻率特性如圖5（b）所示。在直流電容的電壓中除去直流分量外，主要還有8Hz左右的諧波成分，這與模態(tài)λ5，6的振蕩頻率7.5657 Hz相吻合。

b.SSO。

通過相關(guān)因子分析可以發(fā)現(xiàn)，λ7，8所對應(yīng)的振蕩模態(tài)由發(fā)電機的轉(zhuǎn)子主導(dǎo)，因此，分析發(fā)電機的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)矩，其對應(yīng)的波形和頻譜特性如圖5（c）所示。發(fā)電機的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)矩中除去直流分量外，主要還有1.9Hz左右的諧波成分，這與模態(tài)λ7，8的振蕩頻率1.8703Hz相吻合。

圖5 時域仿真波形及其頻譜分析Fig.5 Waveforms and spectral analysis of time-domain simulation

c.低頻振蕩。

通過相關(guān)因子分析可以發(fā)現(xiàn)，λ14，15所對應(yīng)的振蕩模態(tài)由d軸磁鏈和機側(cè)整流器的控制系統(tǒng)主導(dǎo)，而發(fā)電機的d軸電流決定了d軸磁鏈，因此，分析發(fā)電機的d軸電流，其對應(yīng)的波形和頻譜特性如圖5（d）所示。發(fā)電機的d軸電流中除去直流分量外，主要還有0.2Hz左右的諧波成分，這與模態(tài)λ14，15的振蕩頻率0.1349Hz相吻合。

4 變流器PI參數(shù)對振蕩模態(tài)的影響

基于AC/DC/AC變流器PQ解耦控制的PMSG系統(tǒng)共存在SSO、SSCI和低頻振蕩3種振蕩模態(tài)，如表3所示。

表3 并網(wǎng)PMSG機組的振蕩模態(tài)Table 3 Oscillation modes of grid-connected PMSG unit

4.1 單PI控制器參數(shù)作用分析

由于表3中3種振蕩模態(tài)均與變流器控制PI參數(shù)緊密相關(guān)，為了研究各控制模塊的PI參數(shù)變化對系統(tǒng)各個振蕩模態(tài)的影響，依次改變各PI參數(shù)，保持其他變量不變，得到系統(tǒng)各種振蕩模態(tài)對應(yīng)的阻尼比的變化。實際中，風(fēng)電場與電網(wǎng)之間的相互作用多表現(xiàn)為有功功率的振蕩，故本文以與功率密切相關(guān)的PI參數(shù)Kp4為例，其他PI參數(shù)的研究方法與其類似。

研究PI參數(shù)Kp4的變化對系統(tǒng)各個振蕩模態(tài)的影響，保持其他變量不變，Kp4以1為步長從1變化到100，得到系統(tǒng)各種振蕩模態(tài)下所對應(yīng)的特征值的實部和阻尼比的變化關(guān)系，如圖6所示。其中，Kp4對SSO和低頻振蕩無影響。

考慮各個振蕩模態(tài)隨Kp4的變化特性，系統(tǒng)最佳Kp4見表4。系統(tǒng)最佳Kp4的范圍為40~43，相應(yīng)的各個振蕩模態(tài)運行范圍如圖6中橢圓虛線所示。

4.2 多PI控制器參數(shù)作用分析

針對多組PI控制器參數(shù)的不確定性問題，本節(jié)采用基于Copula理論的分布估計算法，尋找PI控制器參數(shù)的最優(yōu)組合，其最佳PI控制器參數(shù)如表5所示。

利用表5給出的PI控制器參數(shù)對PMSG振蕩模態(tài)進行分析，各振蕩模態(tài)詳細信息見表6。

圖6 各振蕩模態(tài)隨Kp4的變化趨勢Fig.6 Variation trend of oscillation modes vs.Kp4

表4 Kp4對各振蕩模態(tài)阻尼比的影響Table 4 Effect of Kp4on damping ratio of oscillation modes

表5 PMSG機組變流器最佳PI控制器參數(shù)Table 5 Optimal PI controller parameters of PMSG converter

表6 PMSG機組變流器最佳PI控制器參數(shù)對應(yīng)的各種振蕩模態(tài)Table 6 Oscillation modes of PMSG converter corresponding to optimal PI controller parameters

由表6可知，系統(tǒng)共出現(xiàn)2個振蕩模態(tài)，與表3相比，λ1，2和 λ5，6對應(yīng)的 SSCI模態(tài)，以及 λ14，15對應(yīng)的低頻振蕩模態(tài)都消失了。這說明，通過合理的變流器控制PI參數(shù)調(diào)節(jié)可以起到減弱甚至消除SSCI以及低頻振蕩。另外，SSO模態(tài)λ7，8對應(yīng)的阻尼比由0.003 0增大為0.017 7，這說明通過優(yōu)化變流器控制PI參數(shù)可以增大SSO模態(tài)對應(yīng)的阻尼比，起到減弱軸系振蕩的目的。

5 結(jié)論

本文以基于AC/DC/AC變流器PQ解耦控制的PMSG系統(tǒng)為例，研究風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的振蕩問題。從系統(tǒng)穩(wěn)定性出發(fā)，嘗試將直驅(qū)型風(fēng)電系統(tǒng)的振蕩問題與變流器控制聯(lián)系起來，通過改變變流器控制參數(shù)抑制甚至消除系統(tǒng)的振蕩。本文主要結(jié)論如下。

a.本文對建立的PMSG系統(tǒng)模型進行了詳細的分析，確定了系統(tǒng)所有的振蕩模態(tài)。PMSG系統(tǒng)存在5種振蕩模態(tài)，其中包含3種SSCI振蕩模態(tài)、1種SSO模態(tài)和1種低頻振蕩模態(tài)。SSCI振蕩模態(tài)和低頻振蕩模態(tài)均與變流器控制密切相關(guān)，SSO模態(tài)與機側(cè)變流器相關(guān)。

b.通過參數(shù)優(yōu)化，部分SSCI振蕩模態(tài)消失，所有的低頻振蕩模態(tài)也消失，同時可以增大SSO的阻尼比。本文所提控制器的參數(shù)優(yōu)化方法在實際風(fēng)電場中獲得了廣泛的應(yīng)用，是當(dāng)前風(fēng)電機網(wǎng)相互作用的主要解決方案。

c.本文采用基于Copula理論的分布估計算法進行了多控制參數(shù)的尋優(yōu)，優(yōu)化方法可以擴大PI控制器參數(shù)的優(yōu)化域，相比仿真試探法可以得到更加優(yōu)化的控制參數(shù)的組合方式。實際結(jié)果驗證了算法的可用性。

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